Tr êng ®¹i häc KiÕn tróc hµ Néi Bé m«n x©y dùng c«ng tr×nh ngÇm ®« thÞ
Bµi gi¶ng nÒn vµ mãng
(chuyªn ngµnh: x©y dùng c«ng tr×nh ngÇm ®« thÞ)
NG êi biªn so¹n: NguyÔn §øc ngu«n
Hµ Néi 6/2011
0
MỤC LỤC
trang
6 CHƯƠNG 1 TÀI LIỆU TÍNH TOÁN VÀ LỰA CHỌN GIẢI PHÁP NỀN MÓNG
6 1.1. Tài liệu về địa điểm xây dựng.
6 1.2. Tài liệu về công trình và tải trọng.
7 1.3. Tài liệu địa kỹ thuật.
7 1.3.1. Phương pháp khoan thăm dò:
9 1.3.2. Phương pháp xuyên:
10 1.3.3. Thí nghiệm trong phòng xác định chỉ tiêu cơ lý của đất
12 1.4. Số liệu khảo sát địa chất thuỷ văn.
13 1.5. Một số lưu ý khi thu thập tài liệu địa kỹ thuật.
1.6. Nghiên cứu tài liệu báo cáo khảo sát và đánh giá các điều kiện địa chất 15 công trình.
17 1.7. Lựa chọn giải pháp nền móng và độ sâu chôn móng.
17 1.7.1. Lựa chọn giải pháp nền móng:
18 1.7.2. Lựa chọn độ sâu chôn móng:
27 CHƯƠNG 2 TÍNH TOÁN MÓNG NÔNG
22 2.1. Phân loại và cấu tạo
22 2.1.1. Theo đặc điểm làm việc
25 2.1.2. Theo độ cứng
26 2.2. Xác định kích thước sơ bộ đáy móng
26 2.2.1 Móng đơn chữ nhật
41 2.2.2. Móng tròn
42 2.2.3. Móng vành khuyên
46 2.2.4. Móng hợp khối chữ nhật
51 2.2.5. Móng băng
56 2.2.6. Móng bè
57 2.3. Tính toán nền theo trạng thái giới hạn
57 2.3.1. Tính nền theo trạng thái giới hạn I
65 83 2.3.2. Tính nền theo trạng thái giới hạn II 2.4. Tính toán móng theo trạng thái giới hạn I
83 2.4.1. Móng đơn dưới cột
94 2.4.2. Móng hợp khối chữ nhật
112 2.4.3. Móng băng dưới tường
115 2.4.4. Móng băng một phương dưới hàng cột
2.4.5. Móng băng giao thoa dưới cột
132 132 2.4.6. Móng bè
137 137 CHƯƠNG 3 XỬ LÝ NỀN ĐẤT YẾU 3.1. Các phương pháp xử lý nền
138 3.2. Tính toán xử lý nền bằng đệm cát
1
139 3.2.1. Xác định kích thước lớp đệm cát trên mặt bằng.
139 3.2.2. Tính toán nền đệm cát theo điều kiện ổn định.
139 3.2.3. Tính toán nền đệm cát theo điều kiện biến dạng.
153 3.2.4. Một số lưu ý khi sử dụng đệm cát xử lý nền đất yếu
154 3.3. Tính toán xử lý nền bằng cọc cát
154 3.3.1. Đặc điểm.
154 3.3.2. Tính toán xử lý nền bằng cọc cát.
158 3.3.3. Tính toán độ lún của nền xử lý bằng cọc cát
158 3.3.4. Một số lưu ý khi gia cố nền bằng cọc cát
159 3.4. Tính toán xử lý nền bằng giếng cát và bấc thấm
159 3.4.1. Tính toán xử lý nền bằng giếng cát
162 3.4.2. Tính toán xử lý nền bằng bấc thấm
168 3.4.3. Một số lưu ý khi sử dụng giếng cát và bấc thấm
168 3.5. Xử lý nền bằng một số loại cọc khác
168 3.5.1. Cọc đất - xi măng
168 3.5.2. Tính toán xử lý nền bằng cọc đất- xi măng.
171 3.5.3. Cọc đất vôi
171 3.5.4. Cọc tre, cừ tràm
179 CHƯƠNG 4 TÍNH TOÁN MÓNG CỌC ĐÀI THẤP
173 4.1. Các loại cọc được sử dụng trong xây dựng
173 4.1.1. Cọc gỗ
173 4.1.2. Cọc bê tông cốt thép đúc sẵn
176 4.1.3. Cọc nhồi
180 4.1.4. Cọc Barret
181 4.1.5. Cọc thép
181 4.1.6. Cọc ống thép nhồi bê tông
181 4.1.7. Cọc mở rộng chân
182 4.2. Tính toán móng cọc đài thấp theo trạng thái giới hạn
182 4.2.1. Nội dung tính toán
182 182 4.2.2. Trình tự tính toán 4.3. Chọn loại cọc
183 4.4. Độ sâu chôn đáy đài
183 4.5. Chọn chiều dài, tiết diện cọc
183 4.6. Xác định sức chịu tải của cọc
183 4.6.1. Xác định sức chịu tải của cọc theo độ bền của vật liệu
4.6.2. Xác định sức chịu tải của cọc theo độ bền của đất nền
186 203 4.6.3. Xác định sức chịu tải của cọc theo thí nghiệm thử tải cọc
208 208 4.7. Xác định sơ bộ số lượng và bố trí cọc trong đài 4.7.1. Yêu cầu bố trí cọc trong đài
209 4.7.2. Xác định sơ bộ số lượng cọc
2
210 4.8. Chọn sơ bộ chiều cao đài
210 4.9. Kiểm tra lực truyền lên cọc
211 4.10. Kiểm tra ổn định của móng cọc
211 4.10.1. Ổn định chống trượt
211 4.10.2. Ổn định của nền dưới mũi cọc
212 4.11. Kiểm tra điều kiện khống chế độ lún của móng cọc
212 4.11.1. Điều kiện kiểm tra
212 4.11.2. Tính độ lún của cọc đơn
213 4.11.3. Tính độ lún của nhóm cọc
215 4.11.4. Tính độ lún móng băng cọc
216 4.11.5. Tính độ lún móng bè cọc
217 4.12. Kiểm tra chiều cao đài
217 4.12.1. Điều kiện chọc thủng
218 4.12.2. Điều kiện cường độ trên tiết diện nghiêng theo lực cắt
221 4.13. Tính toán và bố trí cốt thép đài
230 4.14. Đặc điểm thiết kế móng cọc trong vùng có động đất
218 CHƯƠNG 5 ÁP LỰC NGANG CỦA ĐẤT VÀ TƯỜNG CHẮN
233 5.1. Các loại áp lực ngang
233 5.2. Áp lực ngang tác động thường xuyên
233 5.2.1. Áp lực ngang của đất
238 5.2.2. Áp lực ngang của nước ngầm ổn định
238 5.2.3. Áp lực ngang từ công trình hiện có
239 5.3. Áp lực ngang tác động tạm thời
242 5.4. Áp lực ngang khi có động đất
249 5.5. Các loại tường chắn
250 5.6. Tính toán tường chắn
255 5.7. Một số biện pháp tăng khả năng ổn định và chịu lực của tường chắn
260 5.8. Tính toán tường mềm/cừ
261 5.8.1. Tính toán tường mềm/cừ công xôn
267 274 5.8.2. Tính toán tường có một thanh chống/ neo 5.8.3. Tính toán tường có nhiều thanh chống/ neo
277 5.8.4. Tính toán tường liên tục theo các giai đoạn thi công
289 5.9. Tính toán tường tầng hầm
288 CHƯƠNG 6 NEO ĐẤT
294 6.1.Khái niệm chung
6.2. Kết cấu neo đất
296 297 6.3. Tính toán neo đất
305 304 6.4.Tính toán neo khi có động đất CHƯƠNG 7 TÍNH TOÁN MÓNG CỌC NHỒI CHỊU TẢI TRỌNG NGANG 7.1. Đặt vấn đề
3
7.2. tính toán cọc nhồi chịu tải trọng ngang 7.3. Tính toán cọc có thanh chống/neo 7.4. Tính toán tiết diện cọc 7.5. Tính toán tường chắn có trụ cọc khoan nhồi 7.6. Trường hợp có kể đến sự tạo vòm đất giữa các cọc 7.7. Trường hợp không xét sự tạo vòm của đất giữa các cọc 7.8. Tính toán một số chi tiết chỗng đỡ tạm thời vách hố đào sâu trong quá trình thi công CHƯƠNG 8. TÍNH TOÁN DẦM, MÓNG TRÊN NỀN ĐÀN HỒI 8.1. khái niệm chung 8.2. Tính toán dầm trên nền đàn hồi theo phương pháp nền biến dạng cục bộ 8.3. Dầm trên nền đàn hồi theo phương pháp zemôskin 8.4. Dầm trên nền đàn hồi theo phương pháp của Gs. Ximvuliđi. 8.5. Tính toán móng bản trên nền đàn hồi
327 339 TÀI LIỆU THAM KHẢO
4
Ch ¬ng i Tµi liÖu phôc vô tÝnh to¸n nÒn mãng
1.1. Tài liệu về địa điểm xây dựng.
Hiểu biết về địa điểm xây dựng là cần thiết khi tính toán nền móng, trong
đó cần đặc biệt lưu ý 3 vấn đề chính: - Vị trí xây dựng công trình: + Nghiên cứu tài liệu lưu trữ: Tài liệu về động đất; bản đồ phân vùng địa chất; tình hình xây dựng tại khu vực (tài liệu khảo sát địa chất, phương án xử lý nền móng các công trình lân cận, các sự cố công trình tại khu vực). + Nghiên cứu hiện trường: Đặc điểm địa hình khu vực; các hố đào sâu hiện có; các luồng lạch dẫn nước; nguồn nước ngầm có áp; khả năng vận chuyển đất đá, khả năng đi lại và thao tác của máy móc thi công nền móng. + Đánh giá mức độ phức tạp của địa hình (mức độ uốn nếp, khả năng và hướng trượt lở của các lớp đất đá): các vết lộ ven núi hoặc trên sườn dốc để có các giải pháp chống trượt hữu hiệu. - Các công trình lân cận: Khoảng cách các công trình lân cận, các công trình ngầm hiện có trong khu vực xây dựng (khả năng dỡ bỏ, giữ lại); tìm hiểu tài liệu, phương án xử lý nền móng và trạng thái của các công trình lân cận (khả năng ảnh hưởng của công tác thi công nền móng tới các công trình lân cận và công trình ngầm hiện có, cũng như tải trọng phụ thêm từ các công trình lân cận đang khai thác; rút kinh nghiệm xử lý nền móng). - Cao độ tự nhiên và cao độ công trình thiết kế: Cần phải xác định cao độ đào, đắp tôn nền liên quan đến tải trọng được dỡ bớt hoặc bổ sung lên nền đất tại vị trí xây dựng. Xác định vị trí và cao độ các mốc xây dựng. 1.2. Tài liệu về công trình và tải trọng.
Trước khi thiết kế nền móng cần nghiên cứu kỹ: - Hồ sơ thiết kế kiến trúc, kết cấu phần thân: + Mặt bằng công trình (các trục định vị cột, tường, các khung chịu lực,
tường chịu lực, tường ngăn, vị trí cầu thang, lõi cứng, độ sâu thang máy, thang cuốn, các tầng hầm, tầng trệt)
+ Hệ kết cấu khung dầm, vật liệu sử dụng; + Cốt cao độ nền nhà, cốt san nền, cốt tự nhiên; + Các khe biến dạng, mức độ chênh lệch các tầng của khối nhà; + Độ lún tuyệt đối và độ lún lệch cho phép của công trình. - Tải trọng công trình chuyền xuống móng: + Gồm các tải trọng đã xét và chưa xét đến trong quá trình giải khung kết
cấu bên trên, mức độ chênh lệch tải trọng giữa các khối nhà, phương án bố trí khe lún cho công trình.
+ Cần nghiên cứu các tổ hợp tải trọng, hướng tác dụng của tải trọng để lựa
chọn tổ hợp nguy hiểm nhất phục vụ tính toán móng.
5
+ Cần tính đến các tải trọng từ công trình lân cận hiện có có ảnh hưởng
tương hỗ tới công trình, cũng như các tải trọng động từ các công trình giao thông lân cận.
- Tài liệu tiêu chuẩn, quy chuẩn: Trong tính toán thiết kế cần sử dụng các tài liệu tiêu chuẩn hiện hành về kết
cấu thép, bê tông cốt thép, tiêu chuẩn tải trọng và tác động và các tài liệu liên quan khác 1.3. Tài liệu địa kỹ thuật.
Tài liệu địa kỹ thuật là cơ sở để thiết kế nền móng công trình. Tài liệu địa
kỹ thuật có được trên cơ sở khảo sát địa chất công trình, địa chất thuỷ văn và nghiên cứu bản đồ phân vùng địa chất công trình, các tài liệu lưu trữ khác. Nhiệm vụ khảo sát địa chất công trình, địa chất thuỷ văn cần được tư vấn địa kỹ thuật soạn thảo sau khi nghiên cứu kỹ tài liệu về công trình và tải trọng, tình hình khu vực xây dựng. Nhiệm vụ khảo sát địa chất công trình cần được sự thoả thuận thống nhất của chủ đầu tư và nên có ý kiến góp ý của cán bộ khảo sát địa chất.
Để có tài liệu địa kỹ thuật phục vụ thiết kế nền móng công trình cần sử dụng một số phương pháp chính sau: phương pháp khoan thăm dò, phương pháp xuyên và thí nghiệm trong phòng xác định chỉ tiêu cơ lý của đất. 1.3.1. Phương pháp khoan thăm dò:
Để lấy mẫu nguyên dạng sử dụng các phương pháp hạ ống mẫu như sau:
đóng, ép, khoan, chấn động và xoay. Đường kính lỗ khoan ít nhất là 108mm -
trong sét - cát và 89mm - trong đá.
Khoảng cách lấy mẫu khi khoan thông thường là 2-3m/mẫu, nhưng mỗi lớp
đất phải lấy ít nhất 6 mẫu.
Ngoài khoan cần kết hợp thí nghiệm SPT, xuyên tĩnh và các thí nghiệm
hiện trường khác.
Vị trí và khoảng cách giữa các lố khoan: xác định tuỳ thuộc vào khuôn khổ
công trình, kết cấu công trình, mức độ nghiên cứu của chúng, phương pháp thi
công, tính phức tạp của điều kiện địa chất.
Vị trí lỗ khoan nên bố trí trong vùng có đặt các tải trọng tập trung lớn, bố trí
theo chu vi tường công trình, những chỗ giao nhau của các trục nơi tập trung các
tải trọng từ cột, thiết bị lớn, những vị trí gần với ao hồ, sông ngòi, thung lũng.
Mặt bằng vị trí bố trí lỗ khoan thể hiện trên hình.1.1.
Khoảng cách giữa các hố khoan đối với các công trình dân dụng công
nghiệp thông thường bố trí từ 10 đến 30m. Tại những vị trí phức tạp, thung lũng,
6
lạch nước, khu vực trượt lở nên bố trí hố khoan dày hơn, đối với các công trình
độc lập có diện tích mặt bằng nhỏ nên bố trí tối thiểu 03 hố khoan.
Đối với các công trình ngầm kéo dài (các đường hầm giao thông và bộ
hành, các gara dạng tuyến), các hố khoan được bố trí dọc trục và theo phương
vuông góc với trục của chúng, cách nhau 150 200m (cho giai đoạn thiết kế kỹ
thuật) khi thế nằm của các lớp đất đều đặn. Khoảng cách các hố khoan là 100-
150m cho khu vực có các lớp đất uốn nếp, địa tầng khá phức tạp, nước ngầm
nằm cao hơn cao trình chôn móng và 60-100m cho khu vực địa tầng uốn nếp
phức tạp, có các hiện tượng địa vật lý phức tạp, mức nước ngầm nằm cao hơn
cao trình dự kiến chôn móng.
Hình 1.1 Sơ đồ vị trí lỗ khoan
7
Chiều sâu lỗ khoan: phụ thuộc vào chiều sâu vùng chịu nén. Để tiết kiệm
kinh phí tốt nhất tiến hành khoan một số lỗ khoan sâu. Các lỗ khoan còn lại chỉ
cần khoan tới đáy vùng chịu nén dưới móng công trình.
Chiều sâu vùng chịu nén phụ thuộc vào quy mô công trình, tải trọng, kích
thước mặt bằng.
Đối với công trình ngầm khi đặt sâu, lực ma sát giữa mặt bên công trình và
khối địa tầng tăng, mực nước ngầm cao khả năng đẩy nổi lớn, trong trường hợp
này, vùng chủ động tạo ra không phải do tải trọng phụ mà do dỡ tải khối địa
tầng. Trong tài liệu tiêu chuẩn không có những chỉ dẫn rõ ràng về vùng chủ
động này. Quy ước lấy bằng 1/2 chiều rộng công trình khi chiều sâu công trình
đến 50m, bằng 1/4 chiều rộng, khi chiều sâu móng công trình từ 50-100m.
Chiều sâu lỗ khoan thường sâu hơn đáy công trình ngầm 610m hoặc
khoan sâu vào lớp bền nước 2 3m.
Đối với kết cấu “tường trong đất” chiều sâu hỗ khoan các hỗ khoan trong
thực tế thường được kiến nghị lấy bằng (1,5-2,0)H +5m (H- chiều sâu móng
tầng hầm).
Khi xác định chiều sâu lỗ khoan, cần yêu cầu đơn vị khảo sát cung cấp cốt
cao độ lỗ khoan, thời gian khảo sát. Trong thực tế, sau khi khoan khảo sát cốt
cao độ khu vực xây dựng công trình đã bị thay đổi gây rất nhiều khó khăn trong
việc xác định tải trọng tác dụng lên móng công trình nếu không có số liệu này.
1.3.2. Phương pháp xuyên:
Để xác định chỉ tiêu độ bền và sức chống cắt của đất tại hiện trường thường
sử dụng phương pháp xuyên. Các phương pháp xuyên hiện dùng chủ yếu là
phương pháp xuyên tiêu chuẩn (SPT) và xuyên tĩnh (CPT).
- Phương pháp SPT: Thí nghiệm SPT được thực hiện bằng cách đóng đầu
xuyên ngập vào đất từ đáy lỗ khoan sau khi được làm sạch. Số lần đóng búa
đóng đầu xuyên ngập vào đất 30cm gọi là chỉ tiêu xuyên tiêu chuẩn ký hiệu là
N30. Các thiết bị sử dụng trong phương pháp SPT như sau:
Thiết bị khoan tạo lỗ: thông thường hỗ khoan được kết hợp với lỗ khoan
lấy mẫu thí nghiệm trong phòng, lỗ khoan có đường kính trong khoảng 55-
163mm; cần khoan thích hợp nhất cho thí nghiệm SPT là cần khoan có đường
kính ngoài 42mm, trọng lượng 5,7kg;
8
Đầu xuyên: là một ống thép có tổng chiều dài 810mm, gồm 3 phần: mũi,
thân đầu nối ren (hình.1.2). Trong đất cát hạt thô lẫn sỏi sạn hoặc đất cuội sỏi,
để tránh hỏng mũi xuyên nên dùng mũi xuyên đặc hình nón với góc đỉnh mũi xuyên là 600.
Hình 1.2 Cấu tạo đầu xuyên SPT
Bộ búa đóng bao gồm: quả tạ, bộ gắp búa và cần dẫn hướng, trọng lượng
bủa 63,5kg, độ cao rơi của búa 76 2,5cm (hình.1.3).
Hình 1.3 Cấu tạo đầu búa đóng trong thí nghiệm SPT
Ví dụ kết quả thí nghiệm xuyên SPT thể hiện trên hình.1.4.
9
- Phương pháp CPT: thực hiện bằng cách ép cần xuyên và mũi xuyên có góc nhọn 600 vào nền đất bằng lực tĩnh. Kết quả xuyên tĩnh nhận được giá trị sức
kháng mũi xuyên, ký hiệu là qc và sức kháng ma sát xung quanh fc.
Các số liệu nhận được từ kết quả xuyên sử dụng để xác định sức chịu tải
của cọc cho kết quả khá phù hợp với thực tế, do đó chúng được áp dụng phổ
biến trong thời gian gần đây, đặc biệt trong công tác thiết kế móng cọc.
Ví dụ kết quả thí nghiệm CPT thể hiện trên hình.1.5.
Ngoài các chỉ tiêu trên, sử dụng phương pháp này cũng có thể xác định chỉ
tiêu biến dạng ở độ sâu đến 20m. Trong đó, tính chất biến dạng của đất được xác
định trực tiếp trong lỗ khoan bằng cách hạ vào đó thiết bị chuyên dụng – thiết bị
đo áp lực và đo chuyển vị.
1.3.3. Thí nghiệm trong phòng xác định chỉ tiêu cơ lý của đất
Tính chất của đất quyết định công nghệ thi công móng, phương pháp đào
và đắp đất, loại gia cố tạm thời. Đặc điểm tính chất của đất cần thiết để xác định
giá trị tải trọng lên kết cấu móng, lựa chọn sơ đồ tính toán nền móng, xác định
các thông số gia cố tạm thời...
Phương pháp thí nghiệm trong phòng là phương pháp chính để xác định độ
bền của đất cho từng dạng xây dựng. Cần dùng phương pháp này để xác định ma
sát trong và ma sát ngoài của đất, các chỉ tiêu vật lý và cơ học của đất, phương
pháp này cũng có thể xác định chỉ tiêu biến dạng khi nén cố kết.
Các chỉ tiêu vật lý: dung trọng của đất, độ ẩm (W, WL, WP). Các chỉ tiêu
cần được xác định là độ rỗng, hệ số rỗng, mức độ ẩm, chỉ số dẻo, độ sệt, giới
hạn nhão.
Các chỉ tiêu cơ học: gồm chỉ tiêu biến dạng (mô đun biến dạng, hệ số biến
dạng ngang – hệ số poisson, hệ số áp lực bên…) và chỉ tiêu độ bền (góc nội ma
sát, lực dính, giới hạn bền nén 1 trục…).
10
Hình 1.4. Hình trụ lỗ khoan và chỉ số SPT
11
Hình 1.5. Biểu đồ sức kháng xuyên trong trí nghiệm CPT
Ví dụ thể hiện các đặc trưng cơ lý của đất được phản ánh trong bảng tổng
hợp chỉ tiêu cơ lý của đất (xem bảng.1.1).
1.4. Số liệu khảo sát địa chất thuỷ văn.
- Có ý nghĩa quan trọng trong thiết kế, thi công và khai thác công trình;
12
- Cần khảo sát trên diện rộng;
- Xác định trong hố khoan (có thể dùng hố khoan khảo sát địa chất).
Kết quả khảo sát địa chất thuỷ văn cần nhận được những số liệu sau đây:
- Nguồn nước ngầm: Từ những hang nước tự nhiên, các tầng đất chứa nước,
sông ngòi, ao hồ, nước mặt, đặc biệt là các nguồn nước có áp chảy vào phần
ngầm công trình nhờ tính thẩm thấu và các vết nứt của đất đá. Cần nhận được
chi tiết tất cả các tầng chứa nước, loại nước, thành phần của địa tầng, các điều
kiện thế nằm của mặt bão hoà, mật độ bão hoà, thành phần hoá học, các điều
kiện tiếp nhận, chuyển động, giảm tải của nước, các số liệu dự báo sự thay đổi
của chúng.
- Mực nước ngầm có thể được xác định qua giếng có sẵn hoặc đào mới, thông
qua các giếng này còn có thể xác định nhiệt độ, hướng và tốc độ dòng chảy.
- Các thông số địa chất thuỷ văn: bao gồm hệ số thấm, hệ số hút nước, thoát
nước, hệ số thoát nước đàn hồi, độ rỗng thoát nước, hệ số mao dẫn, hệ số chảy
rối, độ ngậm nước đơn vị, độ bão hoà không khí đơn vị. Xác định hệ số thấm (để
tính toán hạ mực nước ngầm) có thể theo bảng, theo công thức và thực nghiệm
trong phòng thí nghiệm và hiện trường, theo kết quả quan trắc lâu dài (mốc quan
trắc được bố trí trên mặt bằng từ đỉnh phân thuỷ đến các điểm dỡ tải – vị trí
thoát nước) theo tất cả các phân tố địa chất.
- Mẫu nước cần lấy trong từng lớp nước, trong mỗi vùng khảo sát lấy ít nhất 3
mẫu (phía trên, phía giữa và phía đáy lớp nước).
- Thành phần hoá học có hại nhiều đến vỏ công trình ngầm là H2SO4, HCL,
Na2SO4, MgSO4, FeSO4, muối amôniác NH4K, H2S…
Mực nước ngầm trong đất nâng cao do nước mặt hoặc áp lực nước ngầm,
nước thoát từ các nguồn và nước trong đất, nước chảy dò từ các tuyến ống dẫn
nước v.v. có thể gây nên sự đẩy nổi, làm ngập công trình ngầm, thay đổi độ sâu
đông kết, làm trương nở đất v.v.
Hoạt động của con người cũng làm ảnh hưởng xấu đến môi trường địa chất.
Có 4 dạng nhiễm bẩn nước ngầm: hoá học, sinh học, nhiệt và phóng xạ. Cần dự
báo tính nhiễm bẩn và tính xâm thực đối với kết cấu.
13
Mực nước ngầm có thể bị giảm do khai thác các nguồn nước mặt, xây
dựng các hệ thống giếng nước, hạ mực nước ngầm... làm cho khối đất bị ép lún,
nền biến dạng do thoát nước.
1.5. Một số lưu ý khi thu thập tài liệu địa kỹ thuật.
Đối với tầng hầm nhà cao tầng hoặc công trình ngầm, do độ sâu hố móng
lớn có thể gặp hơi độc, khí độc ( mê tan CH4, khí các bô ních CO2, sun phua
hyđrô H2S).
Cần xác định loại khí ngầm, vị trí thoát ra và khối lượng khả dĩ để ngăn
ngừa khả năng cháy, nổ và tác động có hại lên con người và vật liệu.
14
h n
ì r t
g n ô c n ề n
t ấ đ
a ủ c ý l ơ c u ê i t ỉ
h c c á c p ợ h g n ổ t g n ả B 1
.
1
g n ả B
Khi thiết kế tầng hầm nhà cao tầng và công trình ngầm, cần hiểu biết cả
điều kiện khí hậu của vùng đô thị đó. Nó có thể ảnh hưởng trực tiếp đến việc lựa
chọn hệ thống và các chỉ số thông gió nhân tạo của công trình ngầm, sự chiếu
15
sáng lối ra vào của xe và người đi bộ, hệ thống thoát nước, các phương pháp cấp
nhiệt cho từng khu vực ngầm.
Trong trường hợp cần thiết, để dự đoán sự tác động tương hỗ của kết cấu
ngầm với đất, có thể nghiên cứu thực nghiệm ở giai đoạn khảo sát địa chất công
trình.
Các lỗ khoan trong quá trình khảo sát bắt buộc phải loại trừ bằng cách chèn vữa
dọc lỗ khoan. Biên bản chèn vữa lỗ khoan, có chỉ dẫn phương pháp, được đưa
vào số liệu khảo sát.
Khi lỗ khoan nằm trong tiết diện hố đào sâu của công trình thiết kế hoặc lỗ
khoan nằm cách chu tuyến công trình một khoảng nhỏ hơn 10m, biên bản chèn
vữa và toạ độ lỗ khoan chuyển cho đơn vị thi công để thành lập đồ án thi công
trong vùng có lỗ khoan.
Ngoài những chỉ tiêu tính chất cơ lý của đất nêu trên, khi cần thiết xác định
tốc độ sóng dọc và ngang, các hệ số dẫn nhiệt, nhiệt dung và nhiệt riêng, giới
hạn độ bền chịu kéo, trương nở và áp lực trương nở tương đối của đất sét, các
tính chất từ biến, hệ số lực kháng đàn hồi, tính mài mòn và tính nhớt của đất.
1.6. Nghiên cứu tài liệu báo cáo khảo sát và đánh giá các điều kiện địa chất
công trình.
Trước khi thiết kế hoặc thi công công trình cần nghiên cứu kỹ tài liệu khảo
sát địa chất công trình và địa chất thuỷ văn. Trong đó cần lưu ý các vấn đề sau:
- Các điều kiện địa vật lý tự nhiên: điều kiện khí hậu, đặc điểm vùng lãnh thổ
chưa khai phá, các vùng giếng nước có ảnh hưởng đến thiết kế và thi công.
- Sự thay đổi các điều kiện tự nhiên: những thăm dò nghiên cứu trước đây, công
trình tồn tại, trạng thái biến dạng.
- Cấu trúc địa chất: Thứ tự phân lớp, cơ sở phân chia các yếu tố địa chất, đặc
tính của chúng; giới hạn thế nằm; mức độ nứt nẻ của đá; cao độ nước ngầm, vị
trí các lớp trong không gian, phễu castơ, đường trượt; cần đối chiếu kết quả thí
nghiệm trong phòng với hiện trường (vì việc phân chia theo độ chặt độ sệt chỉ là
quy ước không sát thực tế, các mặt cắt địa chất không phân chia thành các phần
tử địa chất, các vị trí phức tạp chưa được chú ý); cần phân tích điều kiện thế
nằm, góc phương vị và góc dốc của các lớp địa chất. Ví dụ:
16
+ Khi có nhiều lớp đá nghiêng: áp lực địa tầng khác nhau, không đối xứng,
cần xác định mặt phân lớp, độ nghiêng, nước ngầm chảy vào hố đào, nên mở
rộng diện tích thăm dò tạo điều kiện thiết kế tránh những vị trí này, khả năng
trượt lớp nọ lên lớp kia khi xây dựng kết cấu công trình.
+ Khu vực có những lớp đá thẳng đứng: nguy cơ sụt các lớp khi mở hầm là
rất lớn vì lực dính giữa các lớp yếu.
- Các điều kiện địa chất thuỷ văn: Cần liệt kê tỷ mỉ đặc tính của các mặt bão hoà nước, dự báo lượng nước ngầm vào hố móng từ các khu vực xung quanh; cơ sở thoát và hạ nước ngầm, các hiện tượng trương nở; đề xuất các biện pháp chống thấm, thoát nước ngầm, tính xâm thực của nước ngầm và đất.
Khi nước ngầm có cần nghiên cứu khả năng xảy ra các hiện tượng xói
ngầm, cát chảy và chảy dẻo. Ví dụ:
+ Hiện tượng xói ngầm xảy ra trong các vùng đất rời rạc, cát các loại đặc
biệt là cát hạt nhỏ, mịn có dòng thấm. Xói ngầm làm đất xung quanh bị rỗng mất
khả năng chịu tải và dẫn đến sụt lở. Đối với sỏi, nếu hàm lượng hạt nhỏ dưới
20% dễ xảy ra xói ngầm
+ Hiện tượng cát chảy thường xảy ra trong cát đều hạt chịu áp lực thấm.
Đối với cát, hệ số không đồng nhất D60/D10 <1 có độ dốc thuỷ lực lớn hơn độ
dốc giới hạn, khả năng xảy ra hiện tượng cát chảy là rất lớn. Đối với đất hạt nhỏ
bão hoà nước, trong đó có hàm lượng sét và hữu cơ làm cho đất có dung dịch
nhờn khi không có áp lực thuỷ động cũng có thể có hiện tượng cát chảy.
+ Hiện tượng chảy dẻo: Đối với đất sét có độ chênh lệch về ứng suất
chính thường phát sinh hiện tượng chảy dẻo, bung nền. Hệ số ổn định sau đây
nhỏ hơn 1 có thể mất ổn định:
K= 2c/(1-3)
- Các tính chất cơ lý của đất: Nghiên cứu trong phòng và hiện trường, nghiên
cứu chỉ tiêu để giải bài toán cụ thể, ví dụ: thành phần hạt dùng để xác định hệ số
thấm, suy luận về góc dốc tự nhiên, tính nén, chiều cao mao dẫn; các chỉ tiêu,
tính chất có thể thay đổi trong không gian và khả năng thay đổi khi xây dựng và
khai thác.
- Đánh giá tính chất xây dựng của đất theo từng lớp: Trên cơ sở thành phần và
tính chất cơ lý của đất cần phân tích, đánh giá tính chất xây dựng, khả năng chịu
lực cũng như tính chất nén lún của từng lớp đất, đồng thời tiến hành xem xét vị
17
trí các lớp đất đó trong địa tầng nền đất và chiều dày từng lớp phục vụ việc lựa
chọn giải pháp nền móng và độ sâu chôn móng.
Đánh giá trạng thái của đất. - đối với đất dính, đánh giá trang thái theo độ sệt il (xem bảng 1.4)
Bảng 1.4. Xác định trạng thái đất dính
đất sét, á sét (sét pha): trạng thái cứng khi trạng thái nửa cứng khi trạng thái dẻo cứng khi trạng thái dẻo mềm khi trạng thái dẻo nhão khi trạng thái chảy khi đất á cát (cát pha): trạng thái cứng khi trạng thái dẻo khi trạng thái chảy khi
Il < 0
0 Il 0,25
0,25 1,0
Il < 0
0 Il 1,0
Il >1,0
- đối với cát, đánh giá theo độ chặt, dựa vào hệ số rỗng e (bảng 1.5). Bảng 1.5. Xác định trạng thái đất cát theo hệ số rỗng
loại đất cát
sỏi, cát to và cát vừa cát hạt nhỏ cát bụi
chặt e<0,55 e<0,60 e<0,60
xốp e >0,70 e > 0,75 e >0,80
độ chặt của đất cát chặt vừa 0,55 e 0,70 0,60 e 0,75 0,60 e 0,80
đánh giá độ chặt của cát theo hệ số rỗng e đôi khi gặp khó khăn do khó lấy mẫu nguyên dạng đề thí nghiệm trong phòng. do đó có thể sử dụng hệ số độ chặt tương đối d để đánh giá: trạng thái của cát đánh giá theo hệ số độ chặt tương đối như sau:
d < 0,33 - cát xốp; 0,66 d 0,33 - cát chặt vừa; d>0,66 - cát chặt độ chặt tương đối d của cát ở thế nằm tự nhiên có thể xác định bằng xuyên động (bảng 1.6 hoặc xuyên tĩnh bảng 1.7).
Bảng 1.6. Xác định trạng thái đất cát theo độ chặt tương đối
trạng thái của cát
độ chặt tương đối d của cát
số lần nện n để ấn dụng cụ lấy mẫu xuống chiều sâu 30cm
0,2 0,2< d < 0,33
rất xốp xốp
1-4 5-9
18
10-29 30-50 >50
chặt vừa chặt rất chặt
0,33 ≤ d ≤ 0,66 0,66 < d < 1,0 d=1,0
trạng thái của cát
Bảng 1.7. Xác định trạng thái đất cát theo sức kháng xuyên trị số của sức kháng đơn vị cát (kg/cm2) ứng với chiều sâu xuyên (m)
5
10
cát hạt to cát hạt vừa
cát hạt nhỏ
>150 150-100 >100 100-60 >60 60-30
>220 220-150 >150 150-90 >90 90-40
chặt chặt vừa chặt chặt vừa chặt chặt vừa
Bảng 1.8. Xác định trạng thái đất cát theo số SPT
Đối với đất sét
Trạng thái đất
Đối với đất cát Giá trị “n30” Trạng thái đất Giá trị “n30” Độ chặt tương
< 4 4-10 10-30 30-50 > 50
đối <0,15 0,15-0,35 0,35-0,65 0,65-0,85 >0,85
Rất rời rạc Rời rạc Chặt vừa Chặt Rất chặt
< 2 2-4 4-8 8-15 15-30 > 30
Rất mềm Mềm Dẻo mềm Dẻo Dẻo cứng Cứng
Đất thuộc loại yếu khi hệ số rỗng lớn (đối với đất sét khi e>1,1, á sét khi e>1,0 và á cát khi e>0,70), có hệ số nén lớn khi mô đun biến dạng e0<5000kpa và có trạng thái dẻo chảy khi Il>0,75; chảy khi Il>1,0.
Cần đặc biệt lưu ý thành phần, trạng thái và tính chất đặc biệt của các lớp
đất trong phạm vi vùng tác động tương hỗ, ví dụ như hang động, castơ, trương
nở, lún sập trong quá trình thi công cũng như khai thác.
Cần nêu được các điểm đặc biệt của điều kiện địa chất: Các biên của khu
vực, vùng phát triển mạnh các hiện tượng địa vật lý, khả năng thay đổi chế độ
nước ngầm, tình hình nhiệt độ, hơi và khí độc, các quy luật phát triển và cách
mô tả chúng.
19
Một loại đất cùng tính chất như nhau có thể có thế nằm khác nhau trên
tuyến công trình kéo dài. Theo đặc điểm thành tạo có thể là đồng nhất nhưng các
tính chất của tầng đất yếu vẫn thay đổi theo chiều rộng (mặt bằng) và chiều sâu
(khi trọng lượng công trình có thể nhỏ hơn trọng lượng lớp đất, độ lún dưới
công trình có thể không có nhưng chính những lớp đất này xung quanh công
trình với áp lực tự nhiên đủ lớn có thể vẫn lún, nền đất vẫn võng xuống).
Quá trình thi công cần theo dõi sự phù hợp điều kiện địa chất thực tế (nhất
là mẫu đất và thành phần hạt) với điều kiện áp dụng trong thiết kế, khi cần thiết
có thể phải tiến hành khảo sát bổ sung.
Khi thiết kế và xây dựng các công trình quan trọng cũng như công trình
ngầm cần tính đến trạng thái động học của khu vực đô thị có ảnh hưởng nhiều
đến điều kiện địa chất công trình xây dựng.
Trạng thái động học được biểu thị bằng khả năng xuất hiện và tăng cường
độ các hiện tượng và quá trình địa vật lý không thuận lợi: trượt lở, các dòng
chảy, sự xói lở cũ và mới, sự phá hoại kiến tạo, động đất, các dòng thấm... ngoài
những hiện tượng địa vật lý, cần lưu ý đến các quá trình và các hiện tượng địa
chất công trình gắn với xây dựng công trình nổi và công trình ngầm lân cận.
- Các kết luận: Tóm tắt những điều kiện đất có ảnh hưởng đến việc lựa chọn các
giải pháp thiết kế, thi công, những kiến nghị cần thiết.
1.7. Lựa chọn giải pháp nền móng và độ sâu chôn móng.
1.7.1. Lựa chọn giải pháp nền móng:
Cơ sở chính để lựa chọn giải pháp nền móng là:
- Đặc điểm công trình và tải trọng tác động lên móng công trình.
- Tình hình phân lớp, chiều dày các lớp đất và tính chất từng lớp đất.
Trong thực tế xây dựng hiện nay móng công trình được chia làm 2 loại
chính: Móng nông và móng sâu.
Móng nông: Móng nông (trên nền thiên nhiên hoặc nhân tạo) thường được sử
dụng cho các công trình có tải trọng lên móng không lớn (ví dụ: nhà thấp hơn 7-
8 tầng) xây dựng trên các nền đất có các lớp đất tốt đủ dày nằm phía trên.
Móng nông có những loại cơ bản sau đây:
1. Móng đơn dưới cột hoặc tường kết hợp với hệ giằng móng;
2. Móng băng (thường bố trí giao nhau) dưới cột hoặc dưới tường;
20
3. Móng bản (có sườn hoặc không có sườn).
Lựa chọn móng nông trên nền đất yếu thường phải kết hợp với việc xử lý nền.
Móng sâu: Thường được sử dụng cho các công trình có tải trọng lên móng lớn
(thông thường nhà cao hơn 8 tầng) hoặc công trình chịu tải trọng ngang lớn và
lớp đất tốt nằm dưới sâu. Móng sâu sử dụng chủ yếu là móng cọc. Phụ thuộc vào
vật liệu, cọc có thể có các loại:
- Cọc gỗ.
- Cọc thép, cọc bê tông cốt thép (BTCT)
Phụ thuộc vào công nghệ thi công, cọc BTCT có thể được chia ra loại cọc
đúc sẵn (đóng, ép) và cọc đổ tại chỗ (cọc nhồi).
Trước khi lựa chọn giải pháp nền móng cần phải nghiên cứu toàn diện địa
điềm khu vực xây dựng, vị trí các hố khoan tương ứng với vị trí móng công
trình. Giải pháp nền móng được lựa chọn trên cơ sở cân nhắc từng vị trí hố
khoan, xác định chiều dày và hướng dốc của các lớp đất theo từng mặt cắt địa
chất.
Cần nhớ rằng mặt cắt địa chất trong tài liệu báo cáo khảo sát địa chất
thường được thể hiện bằng phương pháp nội suy. Do khoảng cách hố khoan
khảo sát thường cách nhau khá xa, tình hình phân lớp của nền đất nhiều khi khá
phức tạp nên việc xác định lớp đất và chiều dày của chúng tại vị trí đặt móng đòi
hỏi người thiết kế phải có kinh nghiệm và cân nhắc kỹ khi lựa chọn phương án
nền móng cho toàn bộ công trình.
Phương án nền móng lựa chọn phải đảm bảo tính kinh tế- kỹ thuật trên cơ
sở tình hình địa chất khu vực xây dựng công trình và an toàn cho công trình (cho
từng móng cũng như tính tương ứng giữa các móng của công trình).
Khi phân tích ưu nhược điểm của các giải pháp nền móng cần tính toán so
sánh các khía cạnh chính sau đây:
+ Tính hợp lý về mặt kỹ thuật của phương án chọn.
+ Khả năng và điều kiện thi công tương ứng với khu vực địa điểm xây
dựng.
+ Tiến độ thi công yêu cầu.
+ Mức độ kiên cố của công trình.
+ Tính kinh tế của phương án chọn.
21
Lưu ý rằng, việc lựa chọn hố khoan xấu nhất để quyết định giải pháp nền
móng và tính toán chung cho các móng chưa hẳn đã thiên về an toàn. Độ lún
lệch quá giới hạn giữa các móng có thể gây nên sự cố công trình, do đó từng
móng cần được tính toán theo từng vị trí cấu tạo địa chất và cân đối khả năng
chịu lực và biến dạng giữa các móng.
1.7.2. Lựa chọn độ sâu chôn móng:
Độ sâu chôn móng có ảnh hưởng rất lớn đến khả năng chịu lực của móng, ổn
định công trình và chi phí đầu tư.
Khi quyết định độ sâu chôn móng cần xét đến:
1. Điều kiện địa chất công trình và điều kiện địa chất thuỷ văn vùng xây
dựng;
2. Trị số và đặc trưng tải trọng tác dụng lên nền;
3. Đặc điểm nhà hoặc công trình;
4. Chiều sâu chôn móng của nhà hoặc công trình lân cận;
5. Các kết cấu móng đã sử dụng và các phương án thi công móng.
Độ sâu chôn móng các công trình nói chung không nên lấy nhỏ hơn 0,5m so với
cốt đất quy hoạch lân cận.
Đế móng công trình nói chung nên đặt sâu vào lớp đất chịu lực 10-50cm.
Độ sâu chôn móng trong mọi trường hợp không nên nhỏ hơn 1/15 chiều cao
công trình.
Khi xây dựng móng lân cận móng công trình hiện có không được đặt sâu
hơn và ngay sát móng hiện có trừ khi có biện pháp đảm bảo nền đất dưới móng
công trình hiện có ổn định.
Ví dụ: 1.1. Lựa chọn giải pháp nền móng và độ sâu chôn móng
Hình.1.1: Lớp 1: đất yếu; Lớp 2: đất tốt . * Đất yếu, đất tốt trong các ví dụ chỉ là tương đối, có tính chất định tính.
Giải pháp nền móng, ví dụ 1.1 (Hình 1.1)
22
- Đối với công trình có tải trọng vừa và nhỏ có thể sử dụng móng nông, độ sâu chôn móng có
thể hạ vào lớp đất số 2 hoặc tại vị trí LK1 có thể bổ sung lớp đệm. Lớp đệm nên hạ sâu tới lớp
số 2. Trong trường hợp tải trọng từ công trình lớn tuỳ thuộc vào khả năng chịu lực của lớp đất
số 2 có thể sử dụng làm lớp đất chịu lực hoặc sử dụng móng cọc hạ vào lớp tốt hơn phía dưới.
Ví dụ: 1.2. Lựa chọn giải pháp nền móng và độ sâu chôn móng
Hình.1.2: Lớp 1: đất tốt; Lớp 2: đất yếu. * Đất yếu, đất tốt trong các ví dụ chỉ là tương đối, có tính chất định tính.
Giải pháp nền móng, ví dụ 1.2 (Hình 1.2)
- Đối với công trình có tải trọng nhỏ (ví dụ nhà 3 tầng trở xuống) đặt móng tại vị trí hố
khoan LK1 có thể sử dụng móng nông với độ sâu chôn móng tối thiểu kết hợp lớp đệm thay
lớp đất thực vật phía trên, đồng thời kiểm tra khả năng chịu lực lớp đất yếu số 2. Nếu đặt
móng tại vị trí LK3, do lớp đất tốt quá mỏng nên cần phải đào sâu hơn để thay bằng lớp đệm
cho đủ độ sâu chịu lực, độ sâu chôn móng nên lấy tối thiểu.
Ví dụ: 1.3. Lựa chọn giải pháp nền móng và độ sâu chôn móng
Đất yếu
Đất yếu
Hình.1.3: Lớp 1: đất yếu; Lớp 2: đất yếu. * Đất yếu, đất tốt trong các ví dụ chỉ là tương đối, có tính chất định tính.
Giải pháp nền móng, ví dụ 1.3 (Hình 1.3)
- Đối với công trình có tải trọng nhỏ có thể sử dụng móng nông kết hợp lớp đệm. Có thể
sử dụng cọc tre hoặc cừ tràm đóng xuống lớp đất nằm dưới lớp đệm. Trường hợp công
trình có tải trọng vừa (ví dụ nhà 4-7 tầng) có thể sử dụng móng giằng kết hợp gia cố
nền bằng cọc cát, cọc xi măng cát...Trường hợp công trình có tải trọng lớn nên dùng
cọc BTCT hạ vào lớp tốt phía dưới.
-
Ví dụ: 1.4. Lựa chọn giải pháp nền móng và độ sâu chôn móng
23
Hình 1.4:
Lớp 1, 3 : đất yếu ; Lớp 2 : đất tốt.
Giải pháp nền móng, ví dụ 1.4 (Hình 1.4):
- Đối với công trình có tải trọng vừa và nhỏ có thể sử dụng móng nông kết hợp với lớp đệm
tới độ sâu lớp đất số 2. Móng nên đặt ở độ sâu tối thiểu để tận dụng chiều dày lớp đất chịu
lực. Trong trường hợp nhà nhiều tầng có tải trọng lớn cần khoan sâu hơn để xác định lớp đất
tốt chịu lực nằm ở phía dưới.
phía dưới.
Ví dụ: 1.5. Lựa chọn giải pháp nền móng và độ sâu chôn móng
Hình 1.5:
Lớp 1, 3 : đất tốt ; Lớp 2 : đất yếu.
Giải pháp nền móng, ví dụ 1.5 (Hình 1.5):
- Đối với công trình có tải trọng vừa và nhỏ có thể sử dụng móng chôn sâu, cọc BTCT tiết
diện nhỏ, mũi cọc hạ vào lớp số 3. Đối với công trình có tải trọng lên móng lớn, có thể sử
dụng cọc BTCT có tiết diện lớn hạ vào lớp đất số 3 (tuỳ thuộc vào tính chất của lớp đất số 3)
hoặc lớp đất tốt hơn ở phía dưới.
phía dưới.
Ví dụ: 1.6. Lựa chọn giải pháp nền móng và độ sâu chôn móng
Hình 1.6:
Lớp 1, 2 : đất tốt ; Lớp 3 : đất yếu.
Giải pháp nền móng, ví dụ 1.6 (Hình 1.6):
- Đối với công trình có tải trọng vừa và nhỏ có thể sử dụng móng nông với độ sâu hạ móng tối
thiểu. Trong trường hợp này cần kiểm tra khả năng chịu lực của lớp đất đất số 3 và độ lún của
24
toán bộ công trình. Đối với công trình có tải trọng lớn lên móng, tốt nhất lựa phương án móng
cọc, chọn lớp đất tốt phía dưới để hạ mũi cọc.
Ví dụ: 1.7. Lựa chọn giải pháp nền móng và độ sâu chôn móng
Hình 1.7:
Lớp 1, 2 : đất yếu; Lớp 3 : đất tốt.
Giải pháp nền móng, ví dụ 1.7 (Hình 1.7):
- Đối với công trình có tải trọng vừa và nhỏ có thể sử dụng cọc đất xi măng hoặc cọc vật liệu
rời (cát đá, sỏi) hạ ngập vào lớp đất số 3. Đối với công trình có tải trọng lớn, tốt nhất sử dụng
cọc BTCT hạ vào lớp đất số 3 hoặc lớp đất tốt hơn phía dưới.
Ví dụ: 1.8. Lựa chọn giải pháp nền móng và độ sâu chôn móng (mặt cắt địa chất xem hình
1.8).
Giải pháp nền móng, Vi dụ 1.8
Đối với công trình có tải trọng nhỏ lên móng cần xem xét kỹ tính chất của lớp đất số 1,
nghiên cứu khả năng thay lớp đất phía trên bằng lớp đệm có chỉ tiêu cơ lý tốt hơn hoặc sử
dụng cọc tre/tràm kết hợp lớp đệm cát phía trên đầu cọc.
Đối với công trình có tải trọng vừa lên móng có thể nghiên cứu khả năng áp dụng cọc
đất xi măng, cọc vật liệu rời hoặc cọc BTCT tiết diện 25x25cm hạ vào lớp đất số 3.
Đối với công trình có tải trọng lớn cần sử dụng móng cọc. Dùng cọc BTCT hạ vào lớp
đất số 3. Do cao độ lớp đất số 3 tại vị trí LK8 và vị trí LK 10 chênh nhau khá lớn nên trong
trường hợp sử dụng cọc BTCT đúc sẵn, cần lưu ý vị trí móng và vị trí từng hố khoan để lựa
chọn độ sâu hạ mũi cọc cho thích hợp, tránh hiện tượng chênh lệch sức chịu tải quá mức giữa
các cọc cũng như khó khăn trong quá trình hạ cọc.
25
Hình. 1.8 Nền đất cho ví dụ 1.8:
Lớp 1: Bùn sét : Xám nâu, xám đen, trạng thái chảy Lớp 2: Bùn sét pha : Xám đen kẹp cát nhỏ, trạng thái chảy Lớp 3: Sét pha : Tàn tích, (phong hóa, đá gốc sa diệp thạch, nằm tại chỗ), màu nâu gan gà kết vón ôxít sắt, sạn nhỏ, trạng thái cứng.
Những ví dụ trên chỉ có tính chất định hướng chung. Trong thực tế cấu tạo địa tầng rất
đa dạng, cần dựa vào giá trị tải trọng cụ thể và nghiên cứu kỹ tính chất của từng lớp đất, chiều
dày, loại đất, khả năng chịu lực và chống biến dạng của chúng để lựa chọn giải pháp và chiều
sâu chôn móng hợp lý nhằm tận dụng tối đa khả năng chịu lực của từng lớp đất cũng như khả
năng chống biến dạng của chúng.
26
CHƯƠNG 2 TÍNH TOÁN MÓNG NÔNG
2.1. Phân loại và cấu tạo 2.1.1. Theo đặc điểm làm việc - Móng đơn: Cấu tạo gồm một bản móng đỡ 1 cột (Hình 2.1). - Móng hợp khối: Cấu tạo gồm một bản móng đỡ 2 cột (Hình 2.2). - Móng băng một phương: Cấu tạo gồm một bản móng đỡ một dãy cột (từ 3 cột
trở lên), hoặc đỡ tường. (Hình 2.3a, b,c).
- Móng băng giao thoa: Cấu tạo gồm một hệ các móng băng một phương
vuông góc với nhau. (Hình 2.3d).
- Móng bè: Cấu tạo gồm một bản móng đỡ nhiều hàng cột và tường (Hình 2.4). - Móng hộp:
Tổ hợp của nhiều hơn hai bản sàn cùng với các vách ngăn
thẳng đứng tạo thành kết cấu không gian gồm nhiều hộp rỗng có độ cứng lớn đỡ nhiều hàng cột và tường (Hình 2.5).
- Móng vỏ: Cấu tạo gồm một hoặc một tổ hợp của các bản kiểu vòm ngược,
thường là bản đáy của bể chứa (Hình 2.6).
Hình 2.1 Móng đơn. a) Dưới cột; b) Dưới trụ đỡ dầm tường; c) Dưới trụ cầu; d) Dưới trụ điện cao thế
27
a) b)
Hình 2.2 Móng hợp khối a) Hình chữ nhật; b) Hình thang
Hình 2.3 Móng băng và băng giao thoa. a. Móng băng dưới tường nhà; b. Móng băng dưới tường chắn. c. Móng băng dưới dãy cột; d. Mặt bằng móng băng giao thoa dưới nhà khung
28
Hình 2.4 Móng bè a. Móng bè dạng bản phẳng; b. Móng bè bản phẳng có gia cường mũ cột; c. Móng bè bản sườn trên; d. Móng bè sườn dưới; e. Móng bè dưới lò luyện gang
b)
a)
Hình 2.5 Móng hộp a. Mặt bằng; b. Mặt cắt
29
Hình 2.6 Móng vỏ a. Vỏ cầu; b. Vỏ trụ; c. Vỏ nón
2.1.2. Theo độ cứng - Móng cứng: Móng được cấu tạo đủ chiều cao sao cho phản lực nền và nội ứng suất trong móng tại đế móng triệt tiêu nhau để móng không bị uốn (Hình 2.7a). Móng cứng thường là các móng làm bằng vật liệu chịu kéo kém như gạch, đá, bê tông, bê tông đá hộc... - Móng mềm: là móng được cấu tạo cho phép bị uốn (phản lực nền và nội ứng suất trong móng tại đế móng không triệt tiêu nhau). Các loại móng cần tính toán cốt thép để chịu các ứng suất kéo trong móng do mômen uốn gây ra đều là các loại móng mềm (Hình 2.7b).
Hình 2.7 Cấu tạo móng a)móng cứng; b) móng mềm
30
2.2. Xác định kích thước sơ bộ đáy móng 2.2.1 Móng đơn chữ nhật Bước 1: Giả thiết một giá trị bề rộng móng b. Giá trị ban đầu này có thể chọn bất kỳ, với người chưa có kinh nghiệm thiết kế có thể chọn trong khoảng 1m đến 3m. Bước 2: Xác định cường độ tính toán trên nền R: Có 2 cách xác định R: tính theo các chỉ tiêu cơ lý hoặc sử dụng bảng tra. * Xác định R theo các chỉ tiêu cơ lý:
R =
(2.1)
hệ số điều kiện làm việc của nền đất, tra Bảng 2.1. Lưu ý cát pha là
m1
hệ số điều kiện làm việc của công trình trong sự tương tác với nền,
m2
- đất loại sét (đất dính) do đó m1 tra theo độ sệt IL. - tra Bảng 2.1. Lưu ý nhà khung là kết cấu mềm m2 = 1.
ktc - hệ số tin cậy.
ktc= 1 Nếu các chỉ tiêu cơ lý được xác định bằng thí nghiệm trực tiếp đối
với đất.
ktc = 1,1 Nếu các chỉ tiêu đó tra theo bảng của quy phạm.
A,B,D - các hệ số không thứ nguyên, tra Bảng 2.2 theo II hoặc tính theo công
thức giải tích:
,
,
,
(Đơn vị của II là rad) , II -
trị tính toán của trọng lượng riêng hiệu quả, lực dính đơn vị và góc ma sát trong của đất tại đáy móng (II = trạng thái giới hạn II).
h - độ sâu chôn móng kể từ đáy móng đến cốt thiên nhiên, xác định như chỉ dẫn ở Hình 2.8. Trường hợp có các tĩnh tải phân bố tác dụng lên mặt nền hai bên móng thì trị số của h cần cộng thêm chiều cao cột đất quy đổi của của các tải trọng đó.
- trị tính toán trung bình của trọng lượng riêng hiệu quả của đất trong phạm
vi h:
ho= h - htđh , khi không có tầng hầm ho = 0. htđh- chiều cao cột đất quy đổi từ đáy móng đến mặt trên sàn tầm hầm có xét đến
chênh lệch giữa trọng lượng riêng của vật liệu sàn so với
:
htđh = h1+ hs .
h1- chiều dày lớp đất từ đáy móng đến mặt dưới sàn tầng hầm; hs , s- Chiều dày và trọng lượng riêng của kết cấu sàn tầng hầm
31
Chú ý: - Trọng lượng riêng hiệu quả của đất, lấy bằng trọng lượng riêng tự nhiên cho đất trên mực nước ngầm, trọng lượng riêng đẩy nổi cho đất dưới mực nước ngầm. Riêng đối với đất sét cứng, nửa cứng (IL ≤ 0,25), không thấm nước thì lấy bằng trọng lượng riêng bão hoà.
- Có thể áp dụng công thức (2.1) với móng có hình dạng trên mặt bằng bất kỳ. ,
Đối với móng có dạng hình tròn hoặc đa giác đều, trị số "b" lấy bằng
trong đó Am là diện tích đáy móng.
- Khi chiều sâu đặt móng nhỏ hơn 1m, để tính toán R theo công thức (2.1), lấy h = 1m, trừ trường hợp khi nền là cát bụi no nước hoặc đất loại sét có độ sệt IL > 0,5, lúc này chiều sâu đặt móng lấy theo thực tế từ cốt quy hoạch.
- h. = q còn gọi là áp lực hông mặt bên móng, có tác dụng chống sự đẩy trồi của móng. Trường hợp áp lực hông hai bên móng khác nhau, ví dụ tôn nền không đều..., thì lấy trị số nhỏ hơn đưa vào tính toán.
- Khi chiều rộng của tầng hầm lớn hơn 20m: R =
Hình 2.8 Sơ đồ tính toán chiều sâu đặt móng nhà khi xác định R a. Móng không nằm trong phạm vi tầng hầm; b. Móng trong phạm vi tầng Bảng 2.1 Hệ số m1, m2 hầm khi chiều rộng tầng hầm B ≤ 20m; c. Tương tự khi B > 20m 32
Loại đất Hệ số m1
Hệ số m2 đối với nhà và công trình có sơ đồ kết cấu cứng với tỷ số chiều dài của nhà (công trình) hoặc từng đơn nguyên với chiều cao L/H bằng: ≤ 1,5 ≥ 4
1,4 1,2 1,4
1,3 1,3 1,1 1,1 1,3 1,2
1,2 1,1 1,0 1,0 1,2 1,2
1,2 1,1 1,1 1,0 1,1 1,0
Đất hòn lớn có chất nhét là cát và đất cát không kể đất phấn và bụi Cát mịn: - Khô và ít ẩm - No nước Cát bụi: - Khô và ít ẩm - No nước Đất hòn lớn, có chất nhét là sét và đất sét có độ sệt IL ≤ 0,5 Như trên, có độ sệt IL > 0,5 Chú thích: 1. Sơ đồ kết cấu cứng là những nhà và công trình mà kết cấu của nó có khả năng đặc biệt để chịu nội lực thêm gây ra bởi biến dạng của nền, muốn thể phải dùng các biện pháp nêu ở điều 3.75 của TCXD 45-78. 2. Đối với nhà có sơ đồ kết cấu mềm thì hệ số m2 lấy bằng 1. 3. Khi tỷ số chiều dài trên chiều cao của nhà, công trình nằm giữa các trị số nói trên thì hệ số m2 xác định bằng nội suy.
Bảng 2.2 Hệ số A, B, D xác định cường độ tính toán R của đất nền
A B D A B D
6,45
0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 0 0,03 0,06 0,10 0,14. 0,18 0,23 0,29 0,36 0,43 0,51 1,00 1,12 1,25 1,39 1,55 1,73 1,94 2,17 2,43 2,72 3,06 3,14 3,32 3,51 3,71 3,93 4,17 4,42 4,69 5,00 5,31 5,66 24 26 28 30 32 34 36 38 40 42 44 0,72 0,84 0,98 1,15 1,34 1,55 1,81 2,11 2,46 2,87 3,37 3,87 4,37 4,93 5,59 6,35 7,21 8,25 9,44 10,84 12,50 14,48 6,90 7,40 7,95 8,55 9,21 9,98 10,80 11,73 12,77 13,96
Ví dụ 2.1
Nền đất tự nhiên có chiều dày và chỉ tiêu cơ lý các lớp như sau:
STT Lớp đất
1 Trồng trọt dày (m) 0,7 w (kN/m3) 17 h (kN/m3) W (%) WL (%) WP (%) II (o) cII (kPa)
24 19,1 26,7 26 30 18 20 2 Cát pha 10
33
Móng nông trên nền thiên nhiên, đáy móng ở cos -1,95m. Nhà khung bê tông cốt thép tôn nền trong nhà cao hơn ngoài nhà 0,45 m, trọng lượng riêng của đất tôn nền tn = 17kN/m3. Xác định cường độ tính toán của nền cho móng giữa có kích thước lxb = 2,2x1,8 m và móng biên
có kích thước lxb = 2,0x1,6 m khi mực nước ngầm nằm dưới mặt đất tự nhiên :
a) 1,2 m
b) 4 m
Giải
a) Mực nước ngầm nằm dưới mặt đất tự nhiên 1,2 m.
Xác định các chỉ tiêu vật lý của lớp cát pha cần cho tính toán.
- Độ sệt:
- Hệ số rỗng:
- Trọng lượng riêng đẩy nổi: kN/m3
Cường độ tính toán của nền:
R =
h0 = 0 vì không phải móng dưới tầng hầm, m1 = 1,2 : đáy móng đặt trên cát pha có IL = 0,33 < 0,5 (tra Bảng 2.1) m2 = 1,0 : khung bê tông cốt thép là kết cấu mềm (tra Bảng 2.1) ktc = 1,0 : các chỉ tiêu cơ lý được xác định bằng thí nghiệm trực tiếp đối với đất kN/m3 : đất cát pha ở tại đáy móng nằm dưới mực nước ngầm II =
cII = 20 kPa : đáy móng đặt trên nền cát pha II = 18o tra Bảng 2.2 có: A = 0,43 ; B = 2,72 ; D = 5,31 Móng giữa chiều sâu chôn móng 2 bên bằng nhau h = 1,95 m
= 16,61 kN/m3
= 242,36 kPa R =
Móng biên chiều sâu chôn móng bên trái htr = 1,5 m , bên phải hph = 1,95 m h = min(htr , hph) = 1,5 m
= 16,19 kN/m3
R = = 214,83 kPa
34
kN/m3 : đất cát pha ở tại đáy móng nằm trên mực nước ngầm b) Mực nước ngầm nằm dưới mặt đất tự nhiên 4 m. II =
Móng giữa chiều sâu chôn móng 2 bên bằng nhau h = 1,95 m
= 18,09 kN/m3
R = = 260,74 kPa
Móng biên chiều sâu chôn móng bên trái htr = 1,5 m , bên phải hph = 1,95 m h = min(htr , hph) = 1,5 m
= 18,12 kN/m3
R = = 232,25 kPa
* Xác định R sử dụng bảng tra: Có thể xác định R của đất nền dưới móng có bề rộng b, chôn sâu h theo cường độ tính toán quy ước R0 của đất nền ứng với móng có bề rộng b1=1m, h1=2m tra Bảng 2.3, 2.4, 2.5, 2.6 phụ thuộc trạng thái của đất, loại đất. - Khi h
:
R = R0
(2.2)
- Khi h > 2m:
R = R0
(2.3)
b, h: Bề rộng và chiều sâu chôn móng thực tế k1, k2: Hệ số kể đến ảnh hưởng của bề rộng móng và độ sâu chôn móng.
k1= 0,125 cho nền đất hòn lớn và đất cát; 0,05 nền cát bụi và đất sét. k2= 0,25 cho nền đất hòn lớn và đất cát; 0,2 nền cát pha và sét pha; 0,15
nền sét. Chú ý: Xác định R sử dụng bảng tra có độ chính xác không cao chỉ áp dụng khi không có đủ số liệu để tính theo các chỉ tiêu cơ lý.
Bảng 2.3 Á p lực tính toán quy ước Ro trên đất hòn lớn và đất cát (Phạm vi sử dụng xem ở điều 3.59 TCXD 45-78)
Loại đất
Đất hòn lớn - Đất cuội (dăm) lẫn cát - Đất sỏi (sạn) từ những mảnh vụn Ro (kPa) 600
35
500 300
Đá kết tinh Đá trầm tích Đất cát - Cát thô không phụ thuộc độ ẩm - Cát thô vừa không phụ thuộc độ ẩm - Cát mịn: + ít ẩm + ẩm và no nước - Cát bụi: + ít ẩm + ẩm + no nước Chặt vừa 500 400 300 200 250 150 100 Chặt 600 500 400 300 300 200 150
Bảng 2.4 Á p lực tính toán quy ước Ro trên đất sét (không lún ướt) (Phạm vi sử dụng xem ở điều 3.46 TCXD 45-78)
Ro kPa ứng với độ sệt của đất Loại đất sét Hệ số rỗng e
0,5 IL = 1 300 IL = 0 300 Cát pha
0,7 200 250
0,5 250 300 Sét pha
0,7 180 250
1,0 100 200
0,5 400 600 Sét
0,6 300 500
0,8 200 300
1,10 100 250
Chú thích: Đối với đất sét có các giá trị trung gian e và IL cho phép xác định trị số Ro bằng cách nội suy lúc đầu theo e đối với các trị IL = 0 và IL = 1 sau đó theo IL giữa các trị số Ro đã tìm đối với IL = 0 và IL = 1.
Bảng 2.5 Á p lực tính toán quy ước Ro trên nền đất lún ướt (Phạm vi dùng xem ở điều 4.9 TCXD 45-78)
Ro (kPa)
Loại đất
Đất cấu trúc tự nhiên tương ứng với dung trọng đất khô k (kN/m3) Đất đầm chặt ứng với dung trọng đất khô k (kN/m3)
1,35 1,55 1,6 1,7
36
Cát pha 2 2,5
Sét pha 2,5 3
Chú thích: 1. Trong bảng 2.5, tử số là giá trị Ro thuộc đất lún ướt cấu trúc tự nhiên có độ no nước G ≤
0,5 và khi không có khả năng thấm ướt chúng. Mẫu số là giá trị Ro thuộc đất như trên nhưng có độ no nước G ≥ 0,8 và đất có độ no nước bé khi có khả năng thấm ướt chúng.
2. Đối với đất lún sụt có các giá trị k và G trung gian thì Ro xác định bằng nội suy.
Bảng 2.6 Á p lực tính toán quy ước Ro trên nền đất đắp đã ổn định (Phạm vi dùng xem ở điều 10.6 TCXD 45-78)
Ro (kPa)
Cát thô, cát trung, cát mịn xỉ v.v... Cát bụi, đất sét tro v.v... Loại đất
G ≤ 0,5 ứng với độ bão hoà G G ≥ 0,8 G ≤ 0,5 G ≥ 0,8
150 200 250 180
200 250 180 150
120 150 180 100
150 120 120 100
100 120 100 080
Đất trong lúc san nền đầm chặt theo điều 10.8 Các bãi thải đất và phế liệu sản xuất sau khi đầm chặt theo điều 10.8 Các bãi thải đất và phế liệu sản xuất không đầm chặt Các nơi đổ đất và phế liệu sản xuất sau khi đầm chặt theo điều 10.8 Các nơi đổ đất và phế liệu sản xuất không đầm chặt Chú thích: 1. Trị số Ro ở bảng 2.6 là của các móng có độ sâu đặt móng h 1 =2m. Khi độ sâu đặt
. móng h< 2m giá trị Ro sẽ giảm bằng cách nhân với hệ số:
2. Trị số Ro ở 2 điểm sau cùng trong bảng 2.6 là thuộcvề đất rác và phế liệu sản xuất
có chứa tạp chất hữu cơ không quá 10%.
3. Đối với các bãi thải và nơi đổ đất và phế liệu sản xuất chưa ổn định thì trị số Ro lẩy
theo bảng 2.6 với hệ số 0,8.
4. Đại lượng Ro đối với các giá trị trung gian của G từ 0,5 đến 0,8 cho phép xác định
bằng nội suy.
37
Bước 3: Xác định kích thước sơ bộ đáy móng Am:
Am =
(2.4)
- tải trọng nén tiêu chuẩn tác dụng tại đỉnh móng
-
tb
trọng lượng riêng trung bình của móng và đất trên móng, tb = 20 22kN/m3. Trường hợp không có đất trên móng, ví dụ móng tầng hầm có đỉnh móng trùng mặt sàn..., tb lấy là trọng lượng riêng của vật liệu làm móng
tb.h- áp lực tiêu chuẩn lên nền do trọng lượng của móng và đất trên móng gây
ra
m - Hệ số kể đến ảnh hưởng của mômen. Móng chịu tải lệch tâm m tỷ lệ với
độ lệch tâm của tải trọng tiêu chuẩn tại đáy móng. Thường chọn sơ bộ m = 1,1 1,7
Bước 4: Tính lại giá trị b:
(2.5)
k = l/b - tỷ số cạnh dài trên bề rộng của đáy móng. Trị số k ảnh hưởng đến tỷ lệ diện tích cốt thép theo 2 phương, k hợp lý khi diện tích cốt thép yêu cầu/1m dài móng theo 2 phương xấp xỉ nhau. Do chưa biết b nên ban đầu thường chọn k = 1,1 1,3. Chú ý: Không cần thiết phải tính lặp cho đến khi giá trị b tính được ở bước 4 xấp xỉ bằng b giả thiết ở bước 1 vì ta chưa biết chính xác giá trị của hệ số kể đến ảnh hưởng của mômen m. Giá trị b hợp lý thường rất gần giá trị b tính được. Chọn b l = k.b . Chú ý trị số l, b làm tròn theo đơn vị cm Bước 5: Kiểm tra điều kiện áp lực tiêu chuẩn tại đáy móng - Móng chịu tải lệch tâm một phương:
(2.6)
- Móng chịu tải lệch tâm hai phương điều kiện
được thay bằng điều
kiện
(mục 3.47- TCXD 45-78).
- Móng cột nhà có cầu trục với sức nâng ≥ 750 kN, móng cột các đường cầu
trục ngoài trời với cầu trục có sức nâng tải > 150 kN hoặc trường hợp đất yếu thì yêu cầu:
≥ 0,25.
- Khi trong thành phần tải trọng có tải trọng lắp ráp hoặc tải trọng đặc biệt có < 0 với điều kiện phần diện tích đáy móng bị tách khỏi nền
thể cho phép
38
< 0 theo công thức Sức bền vật liệu) không vượt quá 25% tổng
(có trị số diện tích đáy móng.
hoặc
.
Để tận dụng tối đa khả năng làm việc của nền trong giai đoạn biến dạng tuyến tính, kích thước đáy móng được chọn sao cho ở điều kiện khó đạt nhất trong 3 điều kiện ở (2.6) vế trái vế phải. Tức là (chênh nhau không quá 5%) hoặc Giả thiết móng cứng (không bị uốn) và coi áp lực lên nền phân bố tuyến tính, sử dụng công thức Sức bền vật liệu:
(2.7)
Hình 2.9 Móng chịu tải lệch tâm 2 phương
: lần lượt là trị số các mômen và lực ngang tiêu chuẩn tại đỉnh
móng
;
Nếu một trong các điều kiện của (2.6) không thoả mãn thì căn cứ vào kết quả kiểm tra lại. Lặp quá trình trên cho kiểm tra điều chỉnh lxb tính R,
, c ,
đến khi chọn được cặp lxb hợp lý. Bước 6: Kiểm tra điều kiện áp lực lên lớp đất yếu Nếu trong phạm vi chiều sâu chịu nén của nền, ở chiều sâu H* kể từ đáy móng, có lớp đất có độ bền nhỏ hơn độ bền các lớp bên trên (dựa trên trị số E, trạng thái vật lý) như Hình 2.10, kích thước móng phải được kiểm tra theo điều kiện:
Rđy
(2.8)
39
Hình 2.10 Điều kiện áp lực lên lớp đất yếu - lần lượt là ứng suất gây lún và ứng suất bản thân tại đỉnh lớp
và
"đất yếu". Rđy: Cường độ tính toán của nền "đất yếu":
)
Rđy =
(Aby
(2.9)
A, B, D- hệ số tra bảng theo góc ma sát trong II của "đất yếu", cII - lực dính đơn vị của "đất yếu",
- trọng lượng riêng hiệu quả của đất đỉnh lớp "đất yếu",
hy - là độ sâu chôn móng quy ước, hy = h +H* cho trường hợp móng không nằm
trong phạm vi tầng hầm và móng dưới tầng hầm có bề rộng tầng hầm b ≤ 20 m (không xét đến ảnh hưởng của tầng hầm vì việc thi công tầng hầm ít ảnh hưởng đến trạng thái ứng suất-biến dạng của nền tại mặt lớp "đất yếu"), trường hợp bề rộng tầng hầm >20 m, hy được tính từ mặt trên sàn tầng hầm đến đáy móng.
- trọng lượng riêng hiệu quả trung bình của đất trong phạm vi hy. h - chiều sâu chôn móng kể từ đáy móng được xác định như Hình 2.8. Bề rộng móng quy ước by được rút ra trên cơ sở giả thiết rằng diện đáy móng mở rộng đều cả 2 phía xuống lớp đất yếu (trị số này mang tính quy ước nhiều hơn là dựa vào 1 căn cứ lý thuyết chặt chẽ).
(2.10)
=
(2.11)
(2.12)
l, b - lần lượt là chiều dài và bề rộng của tiết diện đáy móng.
- tải trọng tiêu chuẩn đặt tại đỉnh móng.
40
Nếu điều kiện áp lực lên nền đây yếu không thoả mãn cần tăng kích thước đáy móng để giảm áp lực tiêu chuẩn lên nền hoặc giảm chiều sâu chôn móng. Chú ý: Khái niệm "đất yếu" là nói đến sự "yếu hơn" về cường độ của lớp đất đang xét so với các lớp đất bên trên. Nhiều trường hợp lớp đất đang xét có cường độ khá cao nhưng yếu hơn so với các lớp đất phía trên thì vẫn phải kiểm tra. Bước 7: Kiểm tra nền theo trạng thái giới hạn II và I (nếu cần).
Ví dụ 2.2
Nền đất 3 lớp có các chỉ tiêu cơ lý như sau:
Lớp Loại đất W (%) WL (%) WP (%) Dày ( m ) cII (kPa) E (kPa) w (kN/m3) s (kN/m3) II (o)
1 Trồng trọt 2 17
2 Sét pha 3 18,3 30 34 25 26,4 15 28 8000
3 Sét 5 18,4 38 45 27 12 26 7000
26,5
Công trình nhà khung bê tông cốt thép không có tường chèn, 1 tầng hầm, bề rộng tầng hầm là
12m. Cos nền ngoài nhà là -0,4m, cos đáy sàn tầng hầm -3m, sàn tầm hầm dày 0,2m, tường tầm hầm dày 0,22m. Móng biên tầng hầm đỡ cột tiết diện bcxlc = 0,4x0,5m. Móng chịu tải trọng tính toán tại đỉnh móng: =108 kN. Tải trọng trên đã =180 kNm, =900 kN,
41
bao gồm tải trọng từ khung truyền xuống; trọng lượng tường tầng hầm, cột tầng hầm, sàn tầng
hầm; áp lực đất lưng tường tầng hầm.
Đáy móng ở cos -3,8m. Xác định kích thước sơ bộ đáy móng.
Giải
Tải trọng tiêu chuẩn ở đỉnh móng:
kN
kNm
kN
Bước 1: Giả thiết một giá trị bề rộng móng b = 1m
Bước 2: Xác định cường độ tính toán của nền R:
do nền là sét pha có độ sệt > 0,5 m1 = 1,1
do kết cấu khung bê tông cốt thép là kết cấu mềm
A = 0,32 B = 2,30 D = 4,84
m2 = 1,0 ktc = 1 do các chỉ tiêu cơ lý của đất được xác định bằng thí nghiệm trực tiếp Đáy móng hạ vào lớp sét pha có cII = 28 kPa, II = 15o Với II = 15o tra Bảng 2.2 được: II = w2 = 18,3 kN/m3 (đáy móng nằm trên mực nước ngầm) Bề rộng tầng hầm 12m < 20m do đó độ sâu chôn móng h kể từ đáy móng đến cốt thiên nhiên (cốt san nền): h = 3,8 - 0,4 = 3,4 m
(kN/m3)
Chiều cao cột đất quy đổi từ đáy móng đến mặt trên sàn tầng hầm:
m
h0 = h - htđ = 3,4 – 1,12 = 2,28 m
Rb = 1m = 6,44.1 + 255,93 = 262,37 kPa
R = 6,44.b + 255,93 Bước 3: Xác định kích thước sơ bộ đáy móng Am: Trọng lượng đất trên móng ở hai bên khác nhau do đó sử dụng chiều sâu chôn móng trung bình.
42
m
h1 -
khoảng cách từ đáy móng đến đáy sàn. Tải trọng sàn tầng hầm đã được kể đến khi xác định tải trọng tại đỉnh móng nên khi xác định trọng lượng của móng và đất trên các bậc móng không kể đến nữa. Chọn m = 1,3
m
Bước 4: Tính lại giá trị b:
Chọn = 1,2
Tường tầng hầm
m
2,0 m
Chọn b = 2 m l = 1,2.2 = 2,4 m. Chọn l = 2,5 m Vậy l b = 2,5 Bước 5: Kiểm tra điều kiện áp lực tiêu chuẩn ở đáy móng: Tính lại R với b = 2m: R = 6,44b + 255,93 = 6,44.2 + 255,93
= 268,81 kPa Áp lực tiêu chuẩn ở đáy móng:
= 0,78.2.(17.2 + 18,3.0,6 ) = 70,17 kN
=0,86m
Chọn sơ bộ chiều cao móng hm= 0,7 m Hình 2.11 Tải lệch tâm do chênh đất hai bên móng
0,333m
311,13 kPa
48,93 kPa
180,03 kPa
Điều kiện áp lực tiêu chuẩn tại đáy móng:
43
Đa ̣t
Ở đây là điều kiện khó đạt nhất. Kiểm tra sự hợp lý của kích thước đáy móng:
3,55% < 5%
Kích thước móng tận dụng được tối đa khả năng làm việc của nền trong giai đoạn biến dạng tuyến tính.
Do lớp thứ 3 có E3 = 7800 kPa < E2 = 10000 kPa nên phải kiểm tra điều kiện áp lực lên nền đất “yếu”. Bước 6: Kiểm tra điều kiện áp lực lên lớp đất yếu
Điều kiện kiểm tra:
Rđy
Hình 2.12 Kiểm tra điều kiện áp lực lên lớp đất yếu Trọng lượng riêng hiệu quả các lớp đất:
- Từ mặt đất đến đáy lớp 1: = w1 = 17 kN/m3
- Từ mặt lớp 2 đến mực nước ngầm: = w2 = 18,3 kN/m3
- Từ mực nước ngầm đến đáy lớp 2: = đn2
8,74 kN/m3 đn2 =
- Từ mặt lớp 3 đến đáy lớp 3: = đn3
44
8,30 kN/m3 đn3 =
Ứng suất bản thân tại đáy móng:
17.2 + 18,3.1,4 = 59,62 kPa
Ứng suất bản thân tại mực nước ngầm:
17.2 + 18,3.2 = 70,60 kPa
Ứng suất bản thân tại đáy lớp 2:
70,60 + 8,74.1,4 = 82,84 kPa
Áp lực gây lún ở đáy móng:
= 180,03 – 59,62 = 120,41 kPa
Ứng suất gây lún tại đáy lớp 2:
; ) =f( ; ) = 0,388 Tra Bảng 2.8 K0 = f(
0,388.120,41 = 46,69 kPa Tổng ứng suất tại mặt trên lớp đất yếu:
82,84 + 46,69 = 129,53 kPa
Cường độ tính toán của nền đất yếu:
) Rđy = (Aby
do nền là sét có độ sệt > 0,5 m1 = 1,1
m2 = 1,0 do kết cấu khung bê tông cốt thép là kết cấu mềm ktc = 1 Do các chỉ tiêu cơ lý của đất được xác định bằng thí nghiệm trực tiếp Đất sét có: cII = 26 kPa, II = 12o Với II = 12o tra Bảng 2.2 được: A = 0,23 B = 1,94 D = 4,42
(bề rộng tầng hầm 12m < 20 m do đó hy được xác định từ mặt lớp đất yếu đến II = đn3 = 8,3 kN/m3 (mặt lớp đất yếu nằm dưới mực nước ngầm) hy = 5,4m cos san nền)
15,34 kN/m3
Diện tích đáy móng quy ước:
= 19,28 m2
Bề rộng đáy móng quy ước:
4,15 m by =
0,25 m Với
= 311,90 kPa
Có: 129,53 kPa < Rđy = 311,90 kPa
45
Đảm bảo điều kiện áp lực lên nền đất yếu.
Bước 7: Kiểm tra nền theo trạng thái giới hạn I và II. Xem ví dụ 2.10. 2.2.2. Móng tròn Ký hiệu đường kính mặt bằng công trình D1 (Hình 2.13). Bước 1: Chọn sơ bộ đường kính móng D = D1 . Bước 2: Xác định cường độ tính toán trên nền R:
Trong biểu thức xác định R trị số b =
Bước 3: Kiểm tra điều kiện áp lực tiêu chuẩn tại đáy móng
(2.13)
Lần lượt là tổng tải trọng nén và mômen tiêu chuẩn tại
: đáy móng (xem 2.7)
: Mômen chống uốn của tiết diện đáy móng
- Nếu cả 3 điều kiện đều thoả mãn và ở một điều kiện giá trị vế trái gần bằng
giá trị vế phải thì đường kính đáy móng sơ bộ là hợp lý.
- Nếu cả 3 điều kiện đều thoả mãn và các giá trị vế trái nhỏ hơn đáng kể so với các giá trị ở vế phải (10%) thì có thể xem xét phương án móng vành khuyên. - Nếu có 1 điều kiện không thoả mãn thì cần làm móng bản tròn và điều chỉnh kiểm tra lại. Lặp quá trình
tăng đường kính bản móng lên tính R,
trên cho đến khi chọn được D hợp lý.
Bước 4: Kiểm tra điều kiện áp lực lên lớp đất yếu (nếu cần) Bước 5: Kiểm tra nền theo trạng thái giới hạn II và I (nếu cần).
Hình 2.13 Móng tròn 46
Hình 2.14 Móng vành khuyên
d = D1 - bvk = 0,5D1 D = D1 + bvk =1,5D1,
bvk=D/3
2.2.3. Móng vành khuyên Ký hiệu đường kính mặt bằng công trình D1, đường kính ngoài và đường kính trong của móng lần lượt là D và d (Hình 2.14). Trị số bề rộng móng vành khuyên bvk đưa vào biểu thức xác định R được lấy là khoảng cách từ mép trong đến mép ngoài của móng nơi sự trượt cục bộ xuất hiện: bvk =0,5(D-d). Bề rộng móng vành khuyên không nên lớn hơn D/3, nếu lớn hơn thì nên làm móng bản tròn. Bước 1: Chọn sơ bộ bề rộng móng bvk =0,5D1 Bước 2: Xác định cường độ tính toán trên nền R Bước 3: Kiểm tra điều kiện áp lực tiêu chuẩn tại đáy móng
=
Am = AD - Ad =
: mômen chống uốn của tiết diện đáy móng
Nếu một trong các điều kiện áp lực đáy móng không thoả mãn tức là đòi hỏi bvk >D/3 thì chuyển sang làm móng tròn. Nếu kích thước móng thừa nhiều thì chọn kiểm tra lại. Lặp quá trình trên cho đến khi giá trị bvk nhỏ hơn tính R,
chọn được bvk hợp lý. Bước 4: Kiểm tra điều kiện áp lực lên lớp đất yếu (nếu cần) Bước 5: Kiểm tra nền theo trạng thái giới hạn II và I (nếu cần).
Ví dụ 2.3
Điều kiện địa chất giống như ở ví dụ 2.1, mực nước ngầm nằm dưới mặt đất tự nhiên 4 m. Xác định kích thước sơ bộ móng tròn đỡ xilô có chiều cao 5 m đường kính ngoài D1 = 2 m. Đáy móng chôn sâu 1,5 m, chiều cao móng hm = 0,7m. Tải trọng kết cấu truyền xuống tại đỉnh móng: = 40 kN. Xác định kích thước sơ bộ đáy móng = 80 kNm, = 550 kN,
theo điều kiện áp lực tiêu chuẩn lên nền.
Giải Sơ bộ chọn đường kính móng D bằng đường kính mặt bằng công trình D1 = 2 m.
Cường độ tính toán của nền:
R =
m1 = 1,2: đáy móng đặt trên cát pha có IL = 0,33 < 0,5 (tra Bảng 2.1)
47
=0,4 < 1,5 m2 = 1,1: đáy móng đặt trên cát pha có IL = 0,33< 0,5 ; kết cấu cứng với
kN/m3 : đất cát pha ở tại đáy móng nằm trên mực nước ngầm ktc = 1,0 : các chỉ tiêu cơ lý được xác định bằng thí nghiệm trực tiếp đối với đất II =
cII = 20 kPa : đáy móng đặt trên nền cát pha II = 18o tra Bảng 2.2 có: A = 0,43 ; B = 2,72 ; D = 5,31 h = 1,5m: chiều sâu chôn móng so với mặt đất tự nhiên
= 18,12 kN/m3
b = = 1,77 m
R = = 257,32 kPa
Áp lực tiêu chuẩn tại đáy móng:
= 550 + 20.1,5.(.22/4) = 644,2 kN
= 80 + 40.0,7 = 108 kNm
= 342, 67 kPa > 1,2R = 308,78 kPa
= 67,65 kPa > 0
= 205,16 kPa < R = 257,32 kPa
Không đạt Tăng đường kính móng lên D = 2,1 m.
b = = 1,86 m
Tính lại R:
R = = 258,29 kPa
Áp lực tiêu chuẩn tại đáy móng:
= 307,75 kPa < 1,2R = 309,95 kPa (Chênh 0,7% < 5%)
= 70,17 kPa >0
= 188,96 kPa < R = 258,29 kPa (Chênh 26,84 %)
Kích thước đáy móng hợp lý theo điều kiện áp lực tiêu chuẩn tại đáy móng.
48
Ví dụ 2.4
Điều kiện địa chất giống như ở ví dụ 2.1, mực nước ngầm nằm dưới mặt đất tự nhiên 4 m. Xác định kích thước sơ bộ móng tròn đỡ xilô có chiều cao 6 m đường kính ngoài D1 = 2,4 m. Đáy móng chôn sâu 1,5 m, chiều cao móng hm = 0,7 m. Tải trọng kết cấu truyền xuống tại đỉnh móng: = 25 kN. Xác định kích thước sơ bộ đáy móng = 60 kNm, = 570 kN,
theo điều kiện áp lực tiêu chuẩn lên nền.
Giải Sơ bộ chọn móng tròn, đường kính móng D bằng đường kính mặt bằng công trình D1 = 2,4 m.
Cường độ tính toán của đất nền tại đáy móng:
R =
m1 = 1,2 : đáy móng đặt trên cát pha có IL = 0,33 < 0,5 (tra Bảng 2.1)
=0,4 < 1,5 m2 = 1,1 : đáy móng đặt trên cát pha có IL = 0,33 < 0,5; kết cấu cứng với
các chỉ tiêu cơ lý được xác định bằng thí nghiệm trực tiếp đối với đất kN/m3 : đất cát pha ở tại đáy móng nằm trên mực nước ngầm ktc = 1,0 : II =
cII = 20 kPa : đáy móng đặt trên nền cát pha II = 18o tra Bảng 2.2 có: A = 0,43 ; B = 2,72 ; D = 5,31
= 18,12 kN/m3
b = = 2,13 m
R = = 261,22 kPa
Áp lực tiêu chuẩn tại đáy móng:
= 570 + 20.1,5.(.2,42/4) = 705,6 kN
= 60 + 25.0,7 = 77,5 kNm
=213,21 kPa > 1,2R = 313,46 kPa (Chênh 32% > 5%)
= 99 kPa > 0
= 156,11 kPa < R = 261,22 kPa (Chênh 40,24% > 5%)
Kích thước đáy móng thừa nhiều Chuyển sang phương án móng vành khuyên.
= = 1,2 m Chọn sơ bộ bề rộng móng vành khuyên bvk =
Đường kính trong của móng:
49
d = D1 - bvk = 2,4 - 1,2 = 1,2 m Đường kính ngoài của móng: D = D1 + bvk = 2,4 + 1,2 = 3,6 m
Diện tích đáy móng:
= = 9,05 m2 Am =
Mô men chống uốn của tiết diện đáy móng:
= = 4,5239 m3
Cường độ tính toán của nền:
R =
= 251,14 kPa R =
Tải trọng nén tiêu chuẩn tại đáy móng:
= 570 + 20.1,5.9,05 = 841,5 kN
Áp lực tiêu chuẩn tại đáy móng:
= 110,11 kPa < 1,2R = 301,37 kPa (Chênh 63,46%)
= 75,87 kPa >0
= 92,98 kPa < R = 251,14 kPa (Chênh 62,98%)
Kích thước đáy móng thừa nhiều Chọn lại bvk = 0,38 m
d = D1 - bvk = 2,4 - 0,38 = 2,02 m D = D1 + bvk = 2,4+ 0,38 = 2,78 m
= = 2,87 m2 Am =
= = 1,5213 m3
R = = 242,25 kPa
= 570 + 20.1,5.2,87 = 656,1 kN
Áp lực tiêu chuẩn tại đáy móng:
= 279,55 kPa < 1,2R = 290,7 kPa (Chênh 3,84% < 5%)
= 177,66 kPa >0
= 228,61 kPa < R = 242,25 kPa (Chênh 5,63% > 5%)
Kích thước đáy móng hợp lý theo điều kiện áp lực tiêu chuẩn tại đáy móng.
50
2.2.4. Móng hợp khối chữ nhật Bước1: Chọn sơ bộ chiều cao móng hm Bước2: Xác định trọng tâm đáy móng
Hình 2.15 Xác định trọng tâm đáy móng hợp khối
Cần bố trí mặt bằng móng sao cho trị số mômen của tải trọng tiêu chuẩn ở đáy móng trong hai trường hợp khi gió thổi từ trái sang và khi gió thổi từ phải sang bằng nhau. Mụch đích là để giảm độ nghiêng của móng. Tiến hành như sau: - Chọn chiều cao móng sơ bộ hm - Chọn hai cặp tổ hợp nội lực nguy hiểm nhất (cho tổng lực nén lớn nhất) ứng với trường hợp tải gió tác dụng từ trái sang và trường hợp tải gió tác dụng từ phải sang.
- Gọi xtr, xph lần lượt là khoảng cách từ trọng tâm cột bên trái đến vị trí của hợp lực tải trọng tiêu chuẩn ở đáy móng ứng với trường hợp gió trái và gió phải. Với các nội lực tại 2 chân cột lấy từ tổ hợp ứng với trường hợp gió trái có: + (
) =
.lnh +
)hm
xtr(
(2.14) Chú ý: Mômen và lực cắt ở trên chưa xác định dấu, cần chú ý quy ước dấu để
xác định chiều tác dụng của chúng.
Giải (2.15) xác định được xtr. Tương tự, xác định được xph. Gọi xo là toạ độ trọng tâm đáy móng thì độ lệch tâm của tổng tải trọng ngoài tại đáy móng ứng với trường hợp gió trái và gió phải:
,
(2.15)
Theo điều kiện trị số mômen của tải trọng tiêu chuẩn ở đáy móng trong hai trường hợp gió bằng nhau có:
(2.16)
: lần lượt là tổng lực nén tại 2 chân cột ứng với 2 trường hợp
gió.
- Giải (2.16) xác định được x0. Để thuận tiện thi công chọn x0 làm tròn 5cm.
51
- Nếu
và ngược lại
nên làm tròn x0 sao cho
để xác định được ngay trường hợp tải trọng nguy hiểm hơn là trường hợp gió trái (hay trường hợp gió phải). Trường hợp
cũng có thể làm tròn xo sao cho
nhằm tìm được diện tích đáy móng nhỏ nhất, nhưng cần
kiểm tra điều kiện áp lực tiêu chuẩn ở đáy móng với cả 2 trường hợp tải trọng gió.
Bước 3: Xác định diện tích đáy móng sơ bộ Chọn cặp nội lực nguy hiểm hơn để tính toán. Diện tích sơ bộ đáy móng:
(2.17)
Có thể chọn trước l = 2(x0+lg1). lg1- là khoảng cách từ mép móng đến trọng tâm cột 1 (lg1 0,5lc1 + 50mm).
Trong đó, lc1là bề dài tiết diện cột bên trái, trị số 50 mm để phục vụ thi công gép ván khuôn cột, có thể bỏ qua nếu thi công không yêu cầu. l ≥ 2(xo+0,5lc1 + 50mm).
m- Trị số chọn theo kinh nhiệm kể đến ảnh hưởng của mômen ở đáy móng. Có
thể chọn sơ bộ m1+6e/l.
h - Độ sâu chôn móng R - Cường độ tính toán của nền ở đáy móng
R =
Giả thiết một giá trị b, tính được R, tính lại b theo (2.17). Không cần tính lặp cho đến khi b giả thiết và b tính được xấp xỉ nhau vì ta chưa biết chính xác trị số của hệ số m kể đến ảnh hưởng của mô men. Chọn 1 giá trị b b tính toán được từ (2.17). Bước 4: Kiểm tra điều kiện áp lực tiêu chuẩn ở đáy móng
(2.18)
hoặc
e- độ lệch tâm của tổng tải trọng ngoài tại đáy móng ( sau khi đã làm tròn xo)
- Nếu điều kiện áp lực đáy móng không thoả mãn thì chứng tỏ kích thước móng
thiếu, cần tăng lên.
52
- Nếu điều kiện áp lực đáy móng thoả mãn nhưng cả hai giá trị vế trái đều nhỏ hơn giá trị vế phải nhiều (>5%) thì chứng tỏ kích thước móng thừa nhiều, cần giảm.
- Kích thước móng chọn có liên quan đến diện tích cốt thép yêu cầu. Kích
thước móng chọn là hợp lý theo tiêu chí này khi chiều dài phần công sơn mở rộng từ chân cột 2 theo phương cạnh ngắn chiều dài phần công sơn mở rộng từ chân cột 2 theo phương cạnh dài (do đó cho trị số mômen theo hai phương xấp xỉ nhau). + Nếu phần công sơn mở rộng theo phương cạnh ngắn nhỏ hơn nhiều so với phần công sơn mở rộng theo phương cạnh dài thì chứng tỏ giải pháp móng hợp khối hình chữ nhật không hợp lý. Trường hợp này có thể chọn giải pháp móng đơn hay móng kết hợp kiểu công sơn.
+ Nếu phần công sơn mở rộng theo phương cạnh ngắn lớn hơn nhiều so với phần công sơn mở rộng theo phương cạnh dài thì nên giảm sự chênh lệch này bằng cách tăng l, giảm b.
Bước 5: Kiểm tra điều kiện áp lực lên lớp đất yếu (nếu cần) Bước 6: Kiểm tra nền theo trạng thái giới hạn II và I (nếu cần).
Ví dụ 2.5 Nền tự nhiên gồm 3 lớp đất có các chỉ tiêu cơ lý như sau:
Lớp Loại đất W (%) WL (%) WP (%) Dày (m) cII (kPa) E (kPa) w (kN/m3) s (kN/m3) II (o)
1 Trồng trọt 0,5 17
2 Sét pha 4,2 19,1 26,6 31 35 27 18 28 12000
3 Sét > 10 18,6 26,9 37 48 27 23 22 14000
Mực nước ngầm ở dưới mặt đất tự nhiên 3m.
Nhà khung bê tông cốt thép có tường chèn, không tôn nền. Móng hợp khối đỡ 2 cột có tiết diện lc1xbc1 = 0,4x0,4m và lc2xbc2 = 0,6x0,4m. Chiều cao móng hm = 0,7m. Tải trọng tính toán tại các chân cột ứng với trường hợp tải trọng gió tác dụng từ trái sang và từ phải sang cho như
trong bảng.
Gió trái sang (tổ hợp 1,2,3,4) Gió phải sang (tổ hợp 1,2,3,5)
Cột 1 Cột 2 Cột 1 Cột 2
N01 M0y1 Q0x1 N02 M0y2 Q0x2 N01 M0y1 Q0x1 N02 M0y2 Q0x2
53
(kN) (kNm) (kN) (kN) (kNm) (kN) (kN) (kNm) (kN) (kN) (kNm) (kN)
430 185 150 1075 463 375 473 - 204 -165 968 - 417 -338
Xác định kích thước sơ bộ đáy móng.
Giải:
Bước 1: Lựa chọn lớp đất đặt móng:
Lớp 1: Đất trồng trọt chiều dày mỏng (0,5m) có lẫn nhiều tạp chất hữu cơ cường độ không ổn định, không thích hợp làm nền công trình. Lớp 2: Sét pha có chiều dày 4m, tính nén trung bình (10 MPa trạng thái dẻo cứng (0,25 < ≤ 0,5). Với tải trọng chân cột không lớn ( ) có thể sử dụng lớp đất này làm nền công trình. Chọn chiều sâu chôn móng h = 1,4m. Móng hạ vào lớp sét pha 0,9m.
Bước 2: Xác định trọng tâm đáy móng:
Chọn chiều cao móng sơ bộ hm = 0,8m.
Chọn gốc hệ trục tọa độ trùng với trục cột 1. Hình 2.16 Hệ trục tọa độ Toạ độ của hợp lực tải trọng khi gió thổi từ trái sang (tổ hợp 1,2,3,4): m Toạ độ của hợp lực khi gió thổi từ phải sang (tổ hợp 1,2,3,5): m Toạ độ của trọng tâm đáy móng x0 được xác định từ điều kiện trị số mômen của tải trọng ở
đáy móng trong hai trường hợp gió bằng nhau (nhằm giảm độ nghiêng của móng do lún
không đều). 1505.( 2,067 - x0 ) = 1441.( x0 - 0,566 )
x0 = 1,333 m. Để thuận tiện thi công chọn x0 = 1,3m.
Mô men tại đáy móng do đặt lệch tâm gây ra: và 54 1154,34 kNm 11057,69 kNm , mặt khác Do đó khi kiểm tra điều kiện áp lực tiêu chuẩn tại đáy móng chỉ cần xét trường hợp tải trọng bất lợi nhất là khi gió thổi từ trái sang. Bước 3: Xác định diện tích đáy móng sơ bộ
Chọn sơ bộ chiều dài móng:
l = 2.( x0 + 0,5.lc1 + 0,5 ) = 2.( 1,30 + 0,5.0,4 + 0,5 ) = 4 m
Giả thiết b = 2 m.
Cường độ tính toán của nền: R = m1 = 1,2 : Đáy móng đặt trên nền sét pha có IL = 0,5 ≤ 0,5 (tra Bảng 2.1)
m2 = 1 : Kết cấu khung bê tông cốt thép là kết cấu mềm kN/m3 : đất sét pha ở tại đáy móng nằm trên mực nước ngầm ktc = 1,0 : Các chỉ tiêu cơ lý được xác định bằng thí nghiệm trực tiếp đối với đất
II = cII = 28 kPa : đáy móng đặt trên nền sét pha
II = 18o tra Bảng 2.2 có: A = 0,43 ; B = 2,72 ; D = 5,31
h = 1,4m: chiều sâu chôn móng so với mặt đất tự nhiên
= 17.0,5 + 19,1.0,9 = 25,69 kPa R = = 9,878b + 262,389 (kPa)
Rb = 2m = 9,878.2 + 262,389 = 282,14 kPa Tính toán sơ bộ b Tổng tải trọng nén tiêu chuẩn tác dụng tại đỉnh móng: kN m: hệ số kể đến ảnh hưởng của mômen. Lấy m = 1,8 = 2,22m b = 4,0 m 2,2 m Rb = 2,2m = 9,878.2,2 + 262,389 = 284,12 kPa Chọn kích thước đáy móng sơ bộ l
Tính lại R:
Áp lực tiêu chuẩn tại đáy móng: Với 0,767 m e = etr = 334,49 kPa 55 6,55 kPa = 170,52 kPa Kiểm tra điều kiện áp lực tiêu chuẩn tại đáy móng: Đảm bảo.
Kiểm tra sự hợp lý của kích thước đáy móng: Vậy kích thước móng tận dụng được tối đa khả năng làm việc của nền trong giai đoạn biến dạng tuyến tính. Do lớp thứ 3 có E3 = 14000 kPa > E2 = 12000 kPa nên không cần kiểm tra điều kiện áp lực
lên nền “đất yếu”. Bước 4: Kiểm tra nền theo trạng thái giới hạn I và II: Xem ví dụ 2.11
2.2.5. Móng băng
a) Móng băng dưới tường chịu tải đúng tâm:
Bước 1: Xác định sơ bộ bề rộng móng
Có thể xác định được ngay bề rộng đáy móng b bằng việc giải phương trình bậc
2 của b mà không phải thử dần (R là hàm bậc nhất theo b).
- Móng băng dưới tường dọc: 56 Hình 2.17 Bố trí móng băng đỡ tường Điều kiện địa chất giống như ở ví dụ 2.1, mực nước ngầm nằm dưới mặt đất tự nhiên 4 m. Hệ móng băng giao thoa đỡ tường, đáy móng chôn sâu 1,5 m. Mặt bằng công trình như trên hình
=
vẽ. Tải trọng tường dọc và tường ngang tác dụng lên đỉnh móng là tải trọng phân bố đều 190 kN/m, = 130 kN/m. Xác định kích thước sơ bộ đáy móng theo điều kiện áp lực tiêu chuẩn lên nền. Giải: a. Xác định bề rộng móng băng đỡ tường dọc:
Cửụứng ủoọ tớnh toaựn cuỷa ủaỏt neàn ụỷ ủaựy moựng băng đỡ tường dọc: R = kết cấu mềm (tra Bảng 2.1) các chỉ tiêu cơ lý được xác định bằng thí nghiệm trực tiếp đối với đất
kN/m3 : đất cát pha ở tại đáy móng nằm trên mực nước ngầm m1 = 1,2 : đáy móng đặt trên cát pha có IL = 0,33 < 0,5 (tra Bảng 2.1)
m2 = 1,0 :
ktc = 1,0 :
II = cII = 20 kPa : đáy móng đặt trên nền cát pha
II = 18o tra Bảng 2.2 có: A = 0,43 ; B = 2,72 ; D = 5,31 57 = 18,12 kN/m3 R = = 9,86b + 216,16 Bề rộng sơ bộ móng tường dọc: bd = 186,16) = 190 bd( = 0 186,16bd - 190
bd1 = 0,97 , bd2 = -19,85 < 0
Chọn bd = 1 m. b. Xác định bề rộng móng băng đỡ tường ngang:
Bề rộng sơ bộ móng tường ngang: bng = = 2,93 m n1 = 186,16) = 684 2,93bng( 186,16bng - 233,45 = 0
bng1 = 1,18 , bd2 = -20,06 < 0
Chọn bng = 1,2 m. 58 Ví dụ 2.7 Nền đất gồm 3 lớp có các chỉ tiêu cơ lý như sau: Lớp Loại đất IL II o Lớp 1 Trồng trọt Dày
(m)
0,7 W
(kN/m3)
17 s
(kN/m3) W
% cII
(kPa) E
(kPa) Lớp 2 Sét 2,5 18,6 27,1 31 0,504 11 17 8000 Lớp 3 Sét pha 10 17,9 26,9 32 0,643 9 16 7500 Móng băng dài 16,4m đỡ chân cột khung chịu các tải trọng tính toán là lực tập trung và mômen của trường hợp tải trọng bất lợi nhất như trên hình vẽ. Chiều sâu chôn móng so với
mặt đất tự nhiên h=1,5 m. Nhà tôn nền htn=0,9m. Mực nước ngầm ở độ sâu 1,3 m so với mặt
đất tự nhiên. Hệ số độ tin cậy chung của tải trọng n = 1,2. Xác định sơ bộ bề rộng móng. Giải: Khi xác định kích thước sơ bộ đáy móng băng chỉ quan tâm đến lực nén và lực cắt, mômen tác dụng theo phương cạnh ngắn. Tải trọng tiêu chuẩn tác dụng tại đỉnh móng: = 291,67 kN = = 333,33 kN = 59 = 16,67 kN = = 33,33 kNm = Cường độ tính toán củ a nền: R = h0 = 0 : không phải móng dưới tầng hầm,
m1 = 1,1: móng đặt trên nền sét có IL = 0,504 > 0,5,
m2 = 1: kết cấu khung là kết cấu mềm,
ktc= 1: các chỉ tiêu cơ lý được xác định bằng thí nghiệm trực tiếp đối với đất (w, s và W chỉ
có thể xác định bằng thí nghiệm trực tiếp đối với đất),
Đáy móng hạ vào lớp đất hai = 11o , cII = 17 kPa ( II ở đây là tính toán nền theo TTGH II không phải là số thứ tự lớp đất). = 11o Sử dụng công thức giải tích xác định A, B, D: = 0,21 = 1,83 = 4,29 Hệ số rỗng e của lớp hai: = 0,88 = 8,88 kN/m3 = 16,56 kN/m3 Đáy móng nằm dưới mực nước ngầm = 8,88 kN/m3 Giả thiết bề rộng móng b = 1,4m. R = = 133,1 kPa Á p lực tiêu chuẩn lên nền: = 2.291,67 + 3.333,33 = 1583,33 kN 60 = 0,142 m = 158,93 kPa = 74,99 kPa = 116,96 kPa Có: = 158,93 kPa < 1,2R = 1,2.133,1 = 159,72 kPa = 116,96 kPa < R = 133,1 kPa = 74,99 kPa > 0 1,2R như vậy b = 1,4 m là bề rộng móng hợp lý theo tiêu chí tận dụng tối
Ta thấy rằng
đa khả năng làm việc của nền trong giai đoạn biến dạng tuyến tính. Để lựa chọn bề rộng móng
cuối cùng còn phải kiểm tra nền theo TTGHI, II và kiểm tra điều kiện áp lực lên nền đất yếu.
d) Móng băng giao thoa dưới dãy cột 61 62 Hình 2.19 Xác định kích thước
tính đổi móng tròn 63 64 Hình 2.20 Biểu đồ xác định các hệ số sức chịu tải Hình 2.21 Biểu đồ xác định hệ số ảnh hưởng của góc nghiêng tải trọng Ví dụ 2.8
Móng chữ nhật đặt trên nền cát trung có e= 0,6 , I = 33,5o , cI = 1 kPa , trọng lượng riêng của
đất nằm thấp hơn đáy móng I = 17 kN/m3 và cao hơn đáy móng 'I = 16 kN/m3. Kích thước
đáy móng l = 0,8 m, b = 1,6 m (cạnh dài có phương trùng với phương tác động của tải ngang).
Chiều sâu đặt móng h = 1 m. Tải trọng tính toán tại đáy móng Ntt = 220 kN, Qtt = 125 kN, Mtt
= 42 kNm. Kiểm tra khả năng chịu tải của nền với ktc= 1,2. 65 Giải Độ lệch tâm của hợp lực tải trọng tính toán tại đáy móng: = 0,19 m Kích thước tính đổi của đế móng: = b - 2e = 1,6 - 2.0,19 = 1,22 m Góc nghiêng của hợp lực tải trọng với phương đứng: = 0,568 = 30o I = 33,5o Có = 0,858 Tra đồ thị hình 2.20, hình 2.21 có: =16, = 29, = 40, = 0,045, = 0,18, ic = 0,15. Tỷ số các cạnh của móng tính đổi: n = = 0,66 < 1 n = 1. Các hệ số ảnh hưởng của tỷ số các cạnh đáy móng chữ nhật: = = 0,75 ; = 2,5 ; Nq= = 1,3 Nc= = 16.0,045.0,75 = 0,45 AI = = 29.0,16.2,5= 11,6 BI= = 40.0,15.1,3 = 7,8 DI= Khả năng chịu tải của nền: . ) = 0,8.1,22 (0,45.1,22.17 + 11,6.1.16 + 7,8.1) (AI = 198 kN Hệ số độ tin cậy: = 0,9 < 1,2 66 Kích thước đáy móng không đủ và cần mở rộng móng. Chọn lại kích thước đáy móng l = 0,9 m, b = 1,8 m. Kích thước tính đổi của đế móng: = b - 2e = 1,8 - 2.0,19 = 1,42 m Tỷ số các cạnh của móng tính đổi: n = = 0,63 < 1 n = 1 Các hệ số AI, BI, DI có trị số không đổi so với kích thước móng ban đầu.
Khả năng chịu tải của nền: 0,9.1,42 (0,54.1,42.17 + 11,6.1.16 + 7,8.1) = 264 kN Hệ số độ tin cậy: = 1,2 Kích thước đáy móng l = 0,9 m, b = 1,8 m đủ.
2.3.1.2. Phương pháp mặt trượt trụ tròn
Có nhiều trường hợp không thể dùng biểu thức giải tích để xác định khả năng
chịu tải của nền được như khi:
- Nền đất không đồng nhất, gồm 2, 3 lớp đất có chỉ tiêu cơ lý khác nhau (c, 67 Hình 2.23 Phân tố trượt thứ i 68 Ví dụ 2.9
Kiểm tra độ ổn định của nền công trình như trên hình vẽ. Công trình đặt trên móng bè kích
thước đáy 10 x 30m đặt trên bề mặt mái dốc áp lực tính toán do tổ hợp bất lợi nhất gây ra ở
đáy móng là 140 kPa. Đất là sét pha đồng nhất trên chiều dày lớn. Đất có trọng lượng riêng I
= 18 kN/m3, I = 18o, cI = 12 kPa.
Giải
Tính toán tiến hành cho 1m theo chiều dọc của mái dốc. Giả thiết tâm trượt O1. Vẽ mặt trượt
cung tròn qua mép đáy móng và chân mái dốc. Chia lăng thể trượt thành 7 phân tố trượt. Hình 2.24 Phân tích lực phân tố trượt Trọng lượng phân tố Gi (kN) Phân
tố
trượt Góc
(độ) Chiều
dài
cung
trượt
(m) Lực ma sát
Gicositgi
(kN) Lực gây
trượt
Ti =
Gisini
(kN) -35,63 6,0 1 Gi = 0,5.5,7.4.18=205,2 10° Nlf = 65,66 2 G2=0,5(4+6,8).4,6.18 = 447,1 -15,6 4,8 2° N2f = 145,18 3 G3 = 0,5(6,8+8,3).4,3.18 = 584,4 50,93 4,3 5° N3f = 189,16 4 G4=0,5(8,3+10).4,9.18=807 195,23 5,0 14° N4f = 254,42 5 G5=0,5(10+8,7). 4.18=673,2 230,25 4,3 20° N5f = 205,54 6 G6=0,5(6,7+4).5.18+140.5.1=1181,5 572,8 5,7 29° N6f = 335,76 69 7 G7=0,5.4.5.18+140.5.1 = 880 553,8 6,3 39° N7f = 222,21 1714,93 36,4 Hệ số ổn định: k = k = = 1,189 < kmin = 1,2 Như vậy không bảo đảm ổn định, phải có biện pháp gia cố mái dốc hoặc đẩy lùi công trình
cách xa đỉnh mái dốc hơn ...
2.3.1.3. Kiểm tra ổn định trượt phẳng 70 71 Bảng 2.7 Biến dạng giới hạn của nền (TCXD 205 : 1998) Công trình Độ
nghiêng
iu Độ lún lệch
tương đối
(S/L)u 1. Nhà sản xuất một tầng và nhà dân dụng nhiều tầng có khung hoàn toàn: 0,002
0,004 -
- Độ lún trung
bình Su hoặc
lớn nhất Smax
(trong ngoặc),
cm
(8)
(12) - Bằng bê tông cốt thép
- Bằng thép
2. Nhà và công trình mà trong kết cấu không 0,006 - (15) xuất hiện nội lực do độ lún không đều. 3. Nhà nhiều tầng không khung với tường chịu lực: - Bằng tấm lợp
- Bằng khối lớn hoặc có thể xây gạch không có thép - Như trên nhưng có thép, trong đó có giằng bê tông cốt thép 4. Công trình thép chứa vận thăng bằng kết cấu bê tông cốt thép; - Nhà công tác và xi lô kết cấu đổ tại chỗ liên khối trên cùng một móng bè
- Như trên nhưng kết cấu lắp ghép
- Xi lô độc lập kết cấu toàn khối đổ tại chỗ
- Như trên nhưng kết cấu lắp ghép
- Nhà công tác đứng độc lập
5. Ố ng khói có chiều cao H, m :
- H ≤ 100 m
- 100< H < 200
- 200 < h ≤ 300
- H > 300 0,0016
0,0020
0,0024
-
-
-
-
-
-
-
-
- 0,005
0,0005
0,0005
0,003
0,003
0,004
0,004
0,004
0,005
1/(2H)
1/(2H)
1/(2H) 10
10
15
40
30
40
30
25
40
30
20
10 72 6. Công trình cứng cao đến 100m, ngoài những điều đã nói ở điểm 4 và 5 - 0,004 20 7. Công trình liên lạc, ăng ten : - Thân tháp tiếp đất - 0,002 20 - Thân tháp phát thanh cách điện với đất - 0,001 10 - Tháp phát thanh 0,002 - - - Tháp phát thanh sóng ngắn 0,0025 - - - Tháp (block riêng rẽ) 0,001 - Công trình Độ
nghiêng
iu Độ lún lệch
tương đối
(S/L)u 8. Trụ đường dây tải điện trên không
- Trụ trung gian
- Trụ neo, neo góc, trụ góc trung gian, trụ ở vòng cung, cửa chính của thiết bị phân phối
kiểu hở. - Trụ trung chuyển đặc biệt 0,003
0,0025
0,002 0,003
0,0025
0,002 -
Độ lún trung
bình Su hoặc
lớn nhất Smax
(trong ngoặc),
cm
-
-
- Chú thích
1) Trị giới hạn của độ võng (vồng lên) tương đối của nhà nói ở điểm 3 lấy bằng 0,5(S/L)u
2) Khi xác định độ lún lệch tương đối S/L nói ở điểm 8, L là khoảng cách giữa 2 trục block
móng theo hướng tải trọng ngang, còn ở các trụ kéo dây - là khoảng cách giữa các trục
của móng chịu nén và neo. 3) Nếu nền gồm các lớp đất nằm ngang (với độ dốc không quá 0,1) thì trị giới hạn về độ lún trung bình cho phép tăng lên 20%. 4) Đối với công trình nói ở điểm 2 và 3 có móng dạng bè thì trị giới hạn của độ lún trung bình cho phép tăng lên 1,5 lần. 5) Trên cơ sở tổng kết kinh nghiệm thiết kế xây dựng và khai thác các loại công trình khác nhau, cho phép lấy trị biến dạng giới hạn của nền khác với trị cho ở bảng này. = 73 = Hình 2.25 Phương pháp cộng lún các lớp phân tố 74 =2z/b Bảng 2.8 Giá trị hệ số Ko
Tỷ số các cạnh =l/b Hình hoặc tròn 1 1,2 1,4 1,6 1,8 2,0 =z/r 1 2 3 4 5 6 7 8 0,0 1,000 1,000 1,000 1,000 1,000 1,000 1,000 0,4 0,949 0,960 0,968 0,972 0,974 0,975 0,976 0,8 0,756 0,800 0,830 0,848 0,859 0,866 0,870 1,2 0,547 0,606 0,652 0,682 0,703 0,717 0,727 1,6 0,390 0,449 0,496 0,532 0,558 0,578 0,593 2,0 0,285 0,336 0,379 0,414 0,441 0,463 0,481 2,4 0,214 0,257 0,294 0,325 0,352 0,374 0,392 2,8 0,165 0,201 0,232 0,260 0,284 0,304 0,321 3,2 0,130 0,160 0,187 0,210 0,232 0,251 0,267 3,6 0,106 0,130 0,153 0,173 0,192 0,209 0,224 4,0 0,087 0,108 0,127 0,145 0,161 0,176 0,190 4,4 0,073 0,091 0,107 0,122 0,137 0,150 0,163 4,8 0,067 0,077 0,092 0,105 0,118 0,130 0,141 5,2 0,053 0,066 0,079 0,091 0,102 0,112 0,123 5,6 0,046 0,058 0,069 0,079 0,089 0,099 0,108 6,0 0,040 0,051 0,060 0,070 0,078 0,087 0,095 6,4 0,036 0,045 0,053 0,062 0,070 0,077 0,085 75 6,8 0,032 0,040 0,048 0,055 0,062 0,069 0,076 7,2 0,028 0,036 0,042 0,049 0,056 0,062 0,068 7,6 0,024 0,032 0,038 0,044 0,050 0,056 0,062 8,0 0,022 0,029 0,035 0,040 0,046 0,051 0,056 8,4 0,021 0,026 0,032 0,037 0,042 0,046 0,051 8,8 0,019 0,024 0,029 0,034 0,038 0,042 0,047 9,2 0,018 0,022 0,026 0,031 0,035 0,039 0,043 9,6 0,016 0,020 0,024 0,028 0,032 0,036 0,040 10 0,015 0,019 0,022 0,026 0,030 0,033 0,037 11 0,011 0,017 0,020 0,023 0,027 0,029 0,033 12 0,009 0,015 0,018 0,020 0,024 0,026 0,028 Bảng 2.8 Giá trị hệ số Ko (tiếp) =2z/b Tỷ số các cạnh =l/b hoặc 2,4 2,8 3,2 4 5 10 =z/r 9 10 11 12 13 14 1 1,000 1,000 1,000 1,000 1,000 1,000 0,0 0,976 0,977 0,977 0,977 0,977 0,977 0,4 0,875 0,878 0,879 0,888 0,881 0,881 0,8 0,740 0,746 0,749 0,753 0,754 0,755 1,2 0,612 0,623 0,630 0,636 0,639 0,642 1,6 0,505 0,520 0,529 0,540 0,545 0,550 2,0 0,419 0,437 0,449 0,462 0,470 0,477 2,4 0,350 0,369 0,383 0,400 0,410 0,420 2,8 0,294 0,314 0,329 0,348 0,360 0,374 3,2 0,250 0,270 0,283 0,305 0,320 0,337 3,6 0,214 0,233 0,248 0,270 0,285 0,306 4,0 0,185 0,203 0,218 0,239 0,256 0,280 4,4 0,161 0,178 0,192 0,213 0,230 0,258 4,8 0,141 0,157 0,170 0,191 0,208 0,239 5,2 0,124 0,139 0,152 0,172 0,189 0,223 5,6 0,110 0,124 0,136 0,155 0,172 0,208 6,0 0,098 0,111 0,122 0,141 0,158 0,196 6,4 0,088 0,100 0,110 0,128 0,144 0,184 6,8 0,080 0,090 0,100 0,117 0,133 0,175 7,2 0,072 0,082 0,091 0,107 0,123 0,166 7,6 76 8,0 0,066 0,075 0,084 0,098 0,113 0,158 8,4 0,060 0,069 0,077 0,091 0,105 0,150 8,8 0,055 0,063 0,070 0,084 0,098 0,144 9,2 0,051 0,058 0,065 0,078 0,091 0,137 9,6 0,047 0,054 0,060 0,072 0,085 0,132 10 0,044 0,050 0,056 0,067 0,079 0,126 11 0,040 0,044 0,050 0,060 0,071 0,114 12 0,034 0,038 0,044 0,051 0,060 0,104 2.3.2.3. Tính lún theo phương pháp lớp biến dạng tuyến tính
Bước 1: Xác định áp lực gây lún ở đáy móng
Tương tự như trong phương pháp cộng lún các lớp phân tố.
Bước 2: Xác định chiều dày của lớp tuyến tính có chiều dày hữu hạn Hhh
- Dưới đáy móng xuất hiện lớp đất có mô đun biến dạng E ≥ 100 MPa hoặc lớp Hình 2.26 Sơ đồ xác định chiều dày tầng chịu nén
nền không đồng nhất khi dưới Hc
a) chỉ có đất rời; b) chỉ có đất dính; c) dính và rời 77 Hình 2.27 Lớp tuyến tính có chiều dày hữu hạn 78 Bảng 2.9 Trị số của hệ số M hoặc 0 < ≤ 0,5 0,5 < ≤ 1,0 1,0 < ≤ 2,0 2,0 < ≤ 3,0 3,0 < ≤ 5,0 M 1,0 0,95 0,90 0,80 0,75 H - chiều dày lớp đàn hồi hữu hạn b - bề rộng đáy móng r - bán kính đáy móng tròn Bảng 2.10 Trị số của hệ số K để tính lún khi nền là lớp có chiều dày hữu hạn Móng n = 1 n = 1,5 n = 2 n = 3 n = 5 m n = tròn 0,000 0,000 0,000 0,000 0,000 0,000 0.0 0,000 0,050 0,050 0,050 0,050 0,050 0,052 0.2 0,045 0,100 0,100 0,100 0,100 0,100 0,104 0,4 0,090 0,150 0,150 0,150 0,150 0,150 0,156 0,6 0,135 0,200 0,200 0,200 0,200 0,200 0,208 0,8 0,179 0,250 0,250 0,250 0,250 0,250 0,260 1,0 0,233 0,299 0,300 0,300 0,300 0,300 0,311 1,2 0,266 0,342 0,349 0,349 0,349 0,349 0,362 1,4 0,308 0,381 0,395 0,397 0,397 0,397 0,412 1,6 0,348 0,415 0,437 0,442 0,442 0,442 0,462 1,8 0,382 0,446 0,476 0,484 0,484 0,484 0,511 2,0 0,411 0,474 0,511 0,524 0,525 0,525 0,560 2,2 0,437 0,499 0,543 0,561 0,566 0,566 0,605 2,4 0,461 0,522 0,573 0,595 0,604 0,604 0,648 2,6 0,482 0,542 0,601 0,626 0,640 0,640 0,687 2,8 0,501 0,560 0,625 0,655 0,674 0,674 0,726 3,0 0,517 0,577 0,647 0,682 0,706 0,708 0,763 3,2 0,532 0,592 0,668 0,707 0,736 0,741 0,798 3,4 0,546 0,606 0,688 0,730 0,764 0,772 0,831 3,6 0,558 0,618 0,708 0,752 0,791 0,808 0,862 3,8 0,569. 0,630 0,722 0,773 0,816 0,830 0,892 4,0 0,579 0,641 0,737 0,791 0,83: 0,853 0,921 4,2 0,588 0,651 0,751 0,809 0,861 0,889 0,949 4,4 0,596 79 4,6 0,604 0,660 0,764 0,824 0,888 0,908 0,976 4,8 0,611 0,668 0,776 0,841 0,902 0,932 1,001 5,0 0,618 0,676 0,787 0,855 0,921 0,955 1,026 5,2 0,624 0,683 0,798 0,868 0,939 0,977 1,050 5,4 0,630 0,690 0,808 0,881 0,955 0,998 1,073 5,6 0,635 0,697 0,818 0,893 0,971 1,018 1,095 5,8 0,640 0,703 0,827 0,904 0,989 1,038 1,117 Chú thích: Trong bảng này ; hoặc (móng tròn) Ví dụ 2.10: Kiểm tra nền theo trạng thái giới hạn I và II cho kích thước móng đã chọn ở Ví dụ 2.2. Giải:
Công trình không nằm trong phạm vi mái dốc hoặc chân dốc; nền đất không có các lớp đất
yếu như bùn, than bùn; các móng trong công trình được liên kết với nhau bởi hệ giằng đảm
bảo không bị trượt, lật cục bộ do đó không cần kiểm tra nền theo trạng thái giới hạn I.
Công trình là nhà khung bê tông cốt thép, tra TCXD 205-1998 có:
- Độ lún lệch tương đối giới hạn: Sgh = 0,002
- Độ lún tuyệt đối giới hạn: Sgh = 8 cm
Bề rộng móng b = 2m <10m, các lớp đất trong nền có môđun biến dạng E<100MPa do đó
tính lún theo phương pháp cộng lún các lớp phân tố (sơ đồ bán không gian biến dạng tuyến
tính).
Chia nền đất dưới đáy móng thành các lớp phân tố đồng nhất về tính nén (Eoi = const), có
chiều dày hi 0,25b. Để giảm khối lượng nội suy K0 chọn hi = 0,2b = 0,2.2 = 0,4m.
Ứ ng suất gây lún ở độ sâu z kể từ đáy móng: = 120,41.K0 và . Trong đó K0 là hệ số được tra Bảng 2.8 phụ thuộc vào tỷ số Lập bảng tính lún: Điểm 2z/b K0 Lớp
đất z
(m) (kPa) (kPa) (kPa) 0 0 59,62 120,41 0 1 1 0,4 116,68 0,4 0,969 2 0,8 100,54 0,8 0,835 sét
pha 3 1,2 79,47 1,2 0,660 4 1,6 60,93 1,6 0,505 5 2 82,84 46,72 2 0,388 6 2,4 36,36 2,4 0,302 sét 7 2,8 28,78 2,8 0,239 8 3,2 23,24 3,2 0,193 80 9 3,6 3,6 0,158 19,02 92,12 19,22 Ứng suất bản thân tại điểm 9: .(3,6-2) = 82,84 + 8,30.(3,6-2) = 92,12 kPa Tại độ sâu z = 3,6m kể từ đáy móng có = 19,02 kPa 0,2. = 19,22 kPa do tại đó có E = 7800kPa > 5000kPa Giới hạn nền H = 3,6 m Hình 2.28 Biểu đồ ứng suất bản thân và ứng suất gây lún Độ lún của nền sét pha: = 0,0141 m Độ lún của nền sét: = 0,005 m Độ lún của nền: S = S1 + S2 = 0,0141 + 0,005 = 0,0191 m = 1,91 cm < Sgh = 8 cm Thoả mãn điều kiện độ lún tuyệt đối.
Điều kiện độ lún lệch tương đối sẽ được kiểm tra sau khi tính được độ lún của các móng lân
cận. Ví dụ 2.11:
Kiểm tra nền theo trạng thái giới hạn I và II cho kích thước móng đã chọn ở Ví dụ 2.6. Giải: 81 Công trình không nằm trong phạm vi mái dốc hoặc chân dốc; nền đất không có các lớp đất
yếu như bùn, than bùn; các móng trong công trình được liên kết với nhau bởi hệ giằng đảm
bảo không bị trượt, lật cục bộ do đó không cần kiểm tra nền theo trạng thái giới hạn I.
Công trình là nhà khung bê tông cốt thép, tra TCXD 205-1998, có:
- Độ lún lệch tương đối giới hạn: Sgh = 0,002
- Độ lún tuyệt đối giới hạn: Sgh = 8 cm
Bề rộng móng b = 2,2m <10m, các lớp đất trong nền có môđun biến dạng E<100MPa do đó
tính lún nền theo phương pháp cộng lún các lớp phân tố.
Trọng lượng riêng hiệu quả các lớp đất: - Từ mặt đất đến đáy lớp 1: = w1 = 17 kN/m3 - Từ mặt lớp 2 đến mực nước ngầm: = w2 = 19,1 kN/m3 - Từ mực nước ngầm đến đáy lớp 2: = đn2 9,1 kN/m3 đn2 = - Từ mặt lớp 3 đến đáy lớp 3: = đn3 8,53 kN/m3 đn3 = Ứng suất bản thân tại đáy móng: 17.0,5 + 19,1.0,9 = 26,69 kPa Ứng suất bản thân tại mực nước ngầm: 17.0,5 + 19,1.2,5 = 56,25 kPa Ứng suất bản thân tại đáy lớp 2: 56,25 + 9,1.1,7 = 71,72 kPa Áp lực gây lún ở đáy móng: = 170,52 – 26,69 = 144,83 kPa Chia nền đất dưới móng thành các lớp phân tố đồng nhất về tính nén (Eoi = const), có chiều
dày mỗi lớp hi 0,25b = 0,25.2,2= 0,55m.
Gọi z là độ sâu kể từ đáy móng thì ứng suất gây lún ở độ sâu z : = 144,83.K0 và . Trong đó K0 là hệ số được tra Bảng 2.8 phụ thuộc vào tỷ số Lập bảng tính lún: Điểm 2z/b K0 Lớp
đất z
(m) (kPa) (kPa) (kPa) 0 0 1 0 25,69 144,83 0,55 0,5 0,955 1 138,31 1,1 1 0,793 2 114,85 sét
pha 1,65 1,5 0,612 3 88,64 2,2 2 0,465 4 67,35 82 5 2,75 2,5 0,356 51,56 6 3,3 3 0,277 40,12 71,72 7 3,85 3,5 0,22 31,86 8 4,4 4 0,178 25,78 sét 9 4,95 4,5 0,146 21,15 10 5,5 5 0,122 17,67 90,49 18,10 Ứ ng suất bản thân tại điểm 10: = 71.72+ 8,53.(6,9-4,7) = 90,49 kPa Tại độ sâu z = 5,5m kể từ đáy móng có = 17,67 kPa 0,2. = 0,2.90,49 = 18,10 kPa do tại đó có E = 14000kPa > 5000kPa Giới hạn nền H = 5,5 m
-0,3 Hình 2.29 Biểu đồ ứng suất bản thân và ứng suất gây lún Độ lún của nền sét pha: 0,0203 m Độ lún của nền sét: 0,0034 m Độ lún của nền: S = S1 + S2 = 0,0203 + 0,0034 = 0,0237 m = 2,37 cm < Sgh = 8 cm Thoả mãn điều kiện độ lún tuyệt đối.
Điều kiện độ lún lệch tương đối sẽ được kiểm tra sau khi tính được độ lún của các móng lân
cận. 83 Ví dụ 2.12: Nền đất tự nhiên kể từ mặt đất gồm 3 lớp như trên hình vẽ, mực nước ngầm ở sâu dưới đáy
móng. áp lực tiêu chuẩn trung bình dưới đáy móng = 217 kPa. Móng trên nền thiên nhiên có l = 3m, b = 2m, chiều sâu chôn móng h = 1,5m. Tính độ lún của móng. ` Giải:
Á p lực gây lún tại đáy móng: = 210 - 18.1,5 = 190 kPa Để lựa chọn phương pháp tính lún cần kiểm tra xem có hay không hiện tượng tập trung ứng suất trong nền do sự có mặt của lớp đá cứng gần móng. Hệ số kể đến hiện tượng tập trung ứng suất M tra Bảng 2.9 phụ thuộc tỷ số . Hhh = 1 + 1,2 + 1,4 = 3,6m = 3,6 M = 0,75 <1 Xảy ra hiện tượng tập trung ứng suất trong nền Tính lún theo phương pháp lớp biến dạng tuyến tính.
Lập bảng tính Ki (tra Bảng 2.10): z (m)
0
1
2,2
3,6 =l/b
1
-
-
- 2z/b
0
1
2,2
3,6 Ki
0,000
0,250
0,511
0,688 Độ lún của nền: .b.M = = 0,02m Ví dụ 2.13: 84 Nền đất tự nhiên kể từ mặt đất gồm 4 lớp: cát trung dày 4 m, có E = 25 MPa; sét dày 3 m , có E = 14 MPa; sét pha dày 9 m, có E = 17 MPa; cát nhỏ dày 4 m có E = 12 MPa. Móng bè bản phẳng trên nền thiên nhiên kích thước lxb = 26 x 26 m, đáy móng chôn sâu 2 m, mực nước
`ngầm cách mặt đất tự nhiên 5 m. Chiều dày bản móng hm = 1,2 m, đất lấp móng có đl = 18
kN/m3. Móng chịu tải trọng đúng tâm = 137600 kN. Tính độ lún của nền. Giải:
Á p lực tiêu chuẩn lên nền: = 248 kPa = ptc = 248 kPa (móng có chiều rộng b = 26m > 10 m) b = 26m > 10m, E > 10MPa do đó để tính lún dùng phương pháp lớp biến dạng tuyến tính.
Á p lực gây lún tại đáy móng: Có pgl
Hc = 6 + 0,1b = 6 + 0,1.26 = 8,6m
Hs = 9 + 0,15b = 9 + 0,15.26 = 12,9m Hình 2.30 Chiều dày nền hữu hạn Trong phạm vi từ Hc đến Hs là sét pha (đất dính) chiều dày nền hữu hạn Hhh xác định theo
biểu thức: = 8,6 + 0,5.(3 + 3,6) = 11,9m Hhh = Hc + Lập bảng tính Ki (tra Bảng 2.10): z (m)
0
2
5
11,9 =l/b
1
-
-
- 2z/b
0
0,1538
0,3846
0,9154 Ki
0,0000
0,0385
0,0962
0,2288 Trong phạm vi Hhh không xuất hiện lớp đá cứng hoặc đất có E ≥ 100MPa không có hiện
tượng tập trung ứng suất trong nền M = 1,0.
Độ lún của nền: 85 .b.M 0,0868m = 8,68cm
2.4. Tính toán móng theo trạng thái giới hạn I
2.4.1. Móng đơn dưới cột
2.4.1.1. Móng gạch, đá, bê tông, bê tông đá hộc
Gạch, đá, bê tông, bê tông đá hộc là những loại vật liệu chịu kéo kém, do đó
phải cấu tạo móng đảm bảo cánh móng không bị uốn dưới tác dụng của phản lực
nền (móng cứng).
Với kích thước đáy móng đã biết chiều cao móng được xác định như sau:
Bước 1: Tính cường độ tính toán trung bình tại đáy móng Hình 2.31 Xác định chiều cao móng cứng 86 87 88 Hình 2.32 Xác định tháp chọc thủng
a) Móng đỡ cột btct; b) Móng đỡ cột thép Hình 2.33 Kiểm tra chiều cao móng theo điều kiện chọc thủng 89 90 Hình 2.34 Cấu tạo móng đơn btct dưới cột
a) Móng vát; b) Móng bậc Ví dụ 2.14
Móng nông đỡ cột tiết diện bcxlc = 0,22x0,5m. Tải trọng tính toán tại đỉnh móng: 900kN, 180kNm, 108kN. Kích thước đáy móng l x b = 2,5 x 2 m, chiều cao móng hm = 0,7m , chiều dày lớp bê tông bảo vệ cốt thép ở đáy móng là abv = 35 mm. Bê
tông móng cấp độ bền B15. Kiểm tra chiều cao móng theo điều kiện chọc thủng. Giải
Bê tông móng cấp độ bền B15 có Rbt = 750 kPa.
Áp lực tính toán ở đáy móng: = 302,69 kPa = 57,31 kPa > 0 91 kPa < 0 nhưng phải đảm bảo phần đáy móng bị tách khỏi nền không vượt quá 25% Chú ý:
Cho phép
diện tích đáy móng) Hình 2.35 Kiểm tra chọc thủng = 0,335 m = = 269,81 kPa = 95,89 kN/m kN/m Sự chọc thủng xảy ra theo mặt tháp chọc thủng
1.
Lực gây ra chọc thủng : kN = Rbt . btb .h0 Khả năng chống chọc thủng của bê tông móng:
h0 hm – abv = 0,7 – 0,035 = 0,665 m 92 Do bd = bc + 2h0 = 0,22 + 2.0,665 = 1,55m < b = 2m = Rbt . btb .h0 = 750.0,885.0,665 = 441,39 kN
Kiểm tra điều kiện:
Nct = 197,14 kN < = 441,39 kN
Chiều cao móng thoả mãn điều kiện chống chọc
thủng.
Bước 4: Tính thép móng
- Sơ đồ tính:
Coi cánh móng như dầm công sơn ngàm tại tiết diện mép chân cột, bị uốn bởi
phản lực nền. Trường hợp móng đỡ cột thép có bản đế bằng thép không cấu
ta ̣o sườ n thì coi cánh móng ngàm tại các cạnh của chu vi nằm giữa chu vi tiết
diện chân cột và chu vi tiết diện bản đế (Hình 2.36). Hình 2.36 Xác định mặt ngàm tính thép
a. Móng đỡ cột btct; b. Móng đỡ cột thép 93 Hình 2.37 Tính thép móng Ví dụ 2.15
Sử dụng thép nhóm AII . Tính toán và cấu tạo thép cho móng ở ví dụ 2.14
Giải
Thép nhóm AII có Rs = 280 MPa = 28.104 kPa
Coi cánh móng như dầm công sơn ngàm tại tiết diện mép chân cột, bị uốn bởi phản lực nền.
Trị số momen trong móng tại mặt ngàm 1-1: 94 = 204,54 kPa = 269,97 kNm Trị số momen trong móng tại mặt ngàm 2-2: Hình 2.38 Mặt ngàm tính thép Diện tích thép yêu cầu đặt song song theo phương cạnh dài móng: l = l – 2a’ = l – 2.25 = 2500 – 2.25 = 2450 mm Chiều dài của một thanh:
Khoảng cách giữa trục các cốt thép cạnh nhau: chọn = 15.1,131 = 16,965 cm2 Trong đó, n là tổng số thanh thép
Yêu cầu cấu tạo: 100mm ≤ a1 ≤ 200mm Chọn 1512 có AS1
Tính lại h01 = hm – abv – 0,5. 1 = 0,7 - 0,035 - 0,5.0,012 = 0,659m đảm bảo. mm. Chọn a1 = 135 mm. Diện tích thép yêu cầu đặt song song theo phương cạnh ngắn móng: h02 hm – abv – 1 = 0,7 – 0,035 – 0,012 = 0,653 m Chiều dài của một thanh là: b = b – 2a’ = b – 2.25 = 2000 – 2.25 = 1950 mm 95 Khoảng cách giữa trục các cốt thép cạnh nhau là: Yêu cầu cấu tạo: 100mm ≤ a1 ≤ 200mm Chọn 1410 có AS = 14.0,785 = 10,99 cm2
Tính lại h01 = hm – abv – 1 - 0,5 2 = 0,7 - 0,035 - 0,012 - 0,5.0,01= 0,648m đảm bảo. mm. Chọn a2 = 185 mm. Hình 2.39 Bố trí thép 96 Hình 2.40 Móng chịu tải trọng lệch tâm hai phương 97 ho hm - abv Hình 2.41 Chọc thủng móng hợp khối 98 Hình 2.42 Nội lực trong móng hợp khối
a. Sơ đồ làm việc thực tế; b. Sơ đồ tính; c. Biểu đồ lực cắt; d. Biểu đồ mômen 99 Hình 2.43 Bố trí cốt thép trong móng hợp khối 100 Hình 2.44 Sơ đồ tính thép bản móng hợp khối 101 102 103 104 Bảng 2.14 Cường độ tính toán và môđun đàn hồi của bê tông nặng Cường độ tính toán của bê tông Rb, Rbt khi tính theo trạng thái giới hạn thứ nhất, MPa Trạng thái Cấp độ bền chịu nén của bê tông B15 B20 B25 B30 B35 B40 B45 B50 B55 B60 M200 M250 M350 M400 M450 M500 M600 M700 M750 M800 8,5 11,5 14,5 17,0 19,5 22,0 25,0 27,5 30,0 33,0 0,90 0,75 1,20 1,40 1,30 1,45 1,55 1,60 1,65 - Nén Rb
- Kéo Rbt 1,05
Môđun đàn hồi ban đầu của bê tông khi nén và kéo Eb, 103 MPa
30,0 36,0 27,0 23,0 32,5 34,5 37,5 39,0 39,5 40,0 - Đóng rắn tự nhiên 20,5 24,0 27,0 29,0 31,0 32,5 34,0 35,0 35,5 36,0 - Dưỡng hộ nhiệt ở áp suất khí quyển 17,0 20,0 22,5 24,5 26,0 27,0 28,0 29,0 29,5 30,0 - Chưng áp Chú thích: 1. 2. Khi có các yếu tố kể đến điều kiện làm việc của bê tông thì cần nhân giá trị Rb, Rbt cho trong bảng với hệ số b.
Ký hiệu M dùng để chỉ Mác bê tông theo quy định trước đây. 105 Bảng 2.15 Cường độ tính toán và môđun đàn hồi của cốt thép Cường độ tính toán, MPa Nhóm thép Cốt thép dọc Rs Cốt thép ngang Rsw Cường độ chịu nén Rsc CI, A-I 225 175 Môđun đàn hồi,
Es
104 MPa
21 225 CII, A-II 280 225 21 280 A-III có đường kính 68 355 285* 20 355 CIII, A-III có đường kính 1040 365 290* 20 365 CIV, A-IV 510 405 19 450** A-V 680 545 19 500** A-VI 815 650 19 500** 980 785 19 500** AT-VII A-IIIB 18 -Có kiểm soát độ giãn dài và ứng suất
- Chỉ kiểm soát độ giãn dài 490
450 390
360 200
200 * Trong khung thép hàn, đối với cốt thép đai dùng thép nhóm CIII, A-III có đường kính nhỏ hơn 1/3 đường kính cốt thép dọc thì Rsw = 255 MPA.
** Các giá trị Rsc nêu trên được lấy cho kết cấu làm từ bê tông nặng. Ghi chú: 1. Trong mọi trường hợp, khi vì lý do nào đó, cốt thép không căng nhóm CIII, A-III trở lên được dùng làm cốt thép ngang (cốt thép đai hoặc cốt thép xiên), giá trị cường độ tính toán Rsw lấy nh đối với thép nhóm CIII, A-III.
2. Ký hiệu nhóm thép xem điều 5.2.1.1 và điều 5.2.1.9 trong TCXDVN 356 : 2005. 106 Bảng 2.16 Các giá trị , R, R đối với cấu kiện làm từ bê tông nặng Ký Nhóm thép b2 B20 B25 Cấp độ bền chịu nén của bê tông
B30 B40 B35 B45 B15 B50 B55 B60 hiệu 0,789 0,767 0,746 0,728 0,710 0,692 0,670 0,652 0,634, 0,612 Bất kỳ 0,654 0,628 0,604 0,583 0,564 0,544 0,521 0,503 0,484 0,463 R CIII, A-III (d10-40) 0,440 0,431 0,421 0,413 0,405 0,396 0,385 0,376 0,367 0,356 R 0,681 0,656 0,632 0,612 0,592 0,573 0,550 0,531 0,512 0,491 0,9 R CII, A-II 0,449 0,441 0,432 0,425 0,417 0,409 0,399 0,390 0,381 0,370 R 0,700 0,675 0,651 0,631 0,612 0,593 0,570 0,551 0,532 0,511 R CI, A-I 0,447 0,439 0,432 0,425 0,417 0,407 0,399 0,391 0,380 0,455 R 0,782 0,758 0,734 0,714 0,694 0,674 0,650 0,630 0,610 0,586 Bất kỳ 0,619 0,590 0,563 0,541 0,519 0,498 0,473 0,453 0,434 0,411 R CIII, A-III (d10-40) 0,427 0,416 0,405 0,395 0,384 0,374 0,361 0,351 0,340 0,326 R 0,650 0,623 0,595 0,573 0,552 0,530 0,505 0,485 0,465 0,442 1,0 R CII, A-II 0,439 0,429 0,418 0,409 0,399 0,390 0,378 0,367 0,357 0,344 R 0,673 0,645 0,618 0,596 0,575 0,553 0,528 0,508 0,488 0,464. R CI, A-I 0,446 0,437 0,427 0,419 0,410 0,400 0,389 0,379 0,369 0,356 R 0,775 0,749 0,722 0,700 0,678 0,656 0,630 0,608 0,586 0,560 Bất kỳ 0,611 0,580 0,550 0,526 0,503 0,480 0,453 0,432 0,411 0,386 R CIII, A-III (d10-40) 0,424 0,412 0,399 0,388 0,376 0,365 0,351 0,339 0,326 0,312 R 0,642 0,612 0,582 0,558 0,535 0,512 0,485 0,463 0,442 0,416 1,1 R CII, A-II 0,436 0,425 0,413 0,402 0,392 0,381 0,367 0,356 0,344 0,330 R 0,665 0,635 0,605 0,582 0,558 0,535 0,508 0,486 0,464 0,438 R CI, A-I 0,444 0,433 0,422 0,412 0,402 0,392 0,379 0,368 0,356 0,342 R 107 Bảng 2.17 Các hệ số , , m
0,01
0,02
0,03
0,04
0,05
0,06
0,07
0,08
0,09
0,10
0,11
0,12
0,13
0,14
0,15
0,16
0,17
0,18
0,19
0,20
0,21
0,22
0,23
0,24
0,25
0,995
0,99
0,985
0,980
0,975
0,970
0,965
0,960
0,955
0,950
0,945
0,940
0,935
0,930
0,925
0,920
0,915
0,910
0,905
0,900
0,895
0,890
0,885
0,880
0,875 m
0,010
0,020
0,030
0,039
0,049
0,058
0,068
0,077
0,086
0,095
0,104
0,113
0,122
0,130
0,139
0,147
0,156
0,164
0,172
0,180
0,188
0,196
0,204
0,211
0,219
0,26
0,27
0,28
0,29
0,30
0,31
0,32
0;33
0,34
0,35
0,36
0,37
0,38
0,39
0,40
0,41
0,42
0,43
0,44
0,45
0,46
0,47
0,48
0,49
0,50
0,870
0,865
0,860
0,855
0,850
0,845
0,840
0,835
0,830
0,825
0,820
0,815
0,810
0,805
0,800
0,795
0,790
0,785
0,780
0,775
0,770
0,765
0,760
0,755
0,750 m
0,226
0,234
0,241
0,243
0,255
0,262
0,269
0,276
0,282
0,289
0,295
0,302
0,308
0,314
0,320
0,326
0,332
0,338
0,343
0,349
0,354
0,360
0,365
0,370
0,375
0,51
0,52
0,53
0,54
0,55
0,56
0,57
0,58
0,59
0,60
0,62
0,64
0,66
0,68
0,70
0,72
0,74
0,76
0,78
0,8
0,85
0,90
0,95
1,00
---
0,745
0,740
0,735
0,730
0,725
0,720
0,715
0,710
0,705
0,700
0,690
0,680
0,670
0,660
0,650
0,640
0,630
0,620
0,610
0,600
0,575
0,550.
0,525
0,500
--- m
0,380
0,385
0,390
0,394
0,399
0,403
0,407
0,412
0,416
0,420
0,428
0,435
0,442
0,449
0,455
0,461
0,466
0,471
0,475
0,480
0,489
0,495
0,499
0,500
-- 108 Bảng 2.18 Bảng tra diện tích và trọng lượng cốt thép Đường kính Trọng lượng (mm) 1m (kG/m) Diện tích tiết diện ngang (mm2) ứng với số thanh
7
5 4 3 6 1 2 8 9 6 28 57 85 113 141 170 198 226 254 0,222 8 50 101 151 201 251 302 352 402 452 0,395 10 79 157 236 314 393 471 550 628 707 0,617 12 113 226 339 452 565 679 792 905 1018 0,888 14 154 308 462 616 770 924 1078 1232 1385 1,208 16 201 402 603 804 1005 1206 1407 1608 1810 1,578 18 254 509 763 1018 1272 1527 1781 2036 2290 1,998 20 314 628 942 1257 1571 1885 2199 2513 2827 2,466 22 380 760 1140 1521 1901 2281 2661 3041 3421 2,984 25 491 982 1473 1963 2454 2945 3436 3927 4418 3,853 28 616 1232 1847 2463 3079 3695 4310 4926 5542 4,834 30 707 1414 2121 2827 3534 4241 4948 5655 6362 5,549 32 804 1608 2413 3217 4021 4825 5630 6434 7238 6,313 36 1018 2036 3054 4072 5089 6107 7125 8143 9161 7,990 40 1257 2513 3770 5027 6283 7540 8796 10053 11310 9,865 109 Ví dụ 2.16 Kiểm tra chiều cao móng và tính thép cho móng hợp khối ở ví dụ 2.6. Vật liệu móng:
Bê tông B15: Rb = 8,5 MPa = 8500 kPa, Rbt = 0,75 MPa = 750 kPa, Eb = 23.103 MPa
Cốt thép nhóm AII: Rs = 280 MPa = 28.104 kPa, Es = 21.104 MPa Giải Áp lực tính toán ở đáy móng e = etr = 0,767 m
=1505 kN = 367,78 kPa = - 25,74 kPa < 0 = 171,02 kPa < 0 cần kiểm tra điều kiện móng không bị tách khỏi nền qúa 25% tổng diện tích đáy móng. Áp lực tính toán thật tại đáy móng kể đến trọng lượng móng và đất trên các bậc móng: = - 25,74 + 1,1.20.1,4 = 5,06 kPa > 0 Móng không bị tách khỏi nền. Kiểm tra chiều cao móng theo điều kiện chọc thủng
Dưới đáy móng làm lớp bê tông lót dày 100mm nên
chiều dày lớp bảo vệ cốt thép ở đáy móng là abv = 35
mm.
Chiều cao làm việc của bê tông móng: h0 hm – abv = 0,8 – 0,035 = 0,765 m = 0,335 m = 334,82 kPa = 117,69 kN/ m Hình 2.45 Áp lực tính toán đáy móng 110 171,02 . 0,135 = 23,09 kN/m = 117,69 . 2,2 = 258,92 kN Sự chọc thủng xảy ra theo mặt tháp chọc thủng 1
Lực gây ra chọc thủng: = Rbt . btb .h0 Khả năng chống chọc thủng của bê tông móng:
Bề rộng đáy tháp chọc thúng bd = bc + 2h0 = 0,4 + 2.0,765 = 1,93m < b = 2m Nct = 258,92 kN < = 668,42 kN
Chiều cao móng thoả mãn điều kiện chống chọc thủng. = Rbt . btb .h0 = 750.1,165.0,765 = 668,42 kN
Kiểm tra điều kiện:
Tính thép bản móng:
Trị số momen trong móng tại mặt ngàm 1-1: = 1,1m = 441,50 kNm
Trị số mômen trong móng tại mặt ngàm 2-2: Hình 2.46 Mặt ngàm tính thép bản móng Diện tích thép yêu cầu đặt song song theo phương cạnh dài móng: = l – 2a’ = l – 2.25 = 4000 – 2.25 = 3950 mm (h01 hm – abv = 0,8 – 0,035 = 0,765m) l Chiều dài một thanh:
Khoảng cách giữa trục các cốt thép cạnh nhau: Yêu cầu cấu tạo: 100mm ≤ a1 ≤ 200mm 111 chọn = 16.1,539 = 24,624 cm2
Chọn 1614 có AS1
Tính lại h01 = hm – abv – 0,5. 1 = 0,8 - 0,035 - 0,5.0,014 = 0,758m đảm bảo. mm. Chọn a1 = 140 mm. Diện tích thép yêu cầu đặt song song theo phương cạnh ngắn móng: h02 hm – abv – 1 = 0,8 – 0,035 – 0,014 = 0,751 m = b – 2a’ = b – 2.25 = 2200 – 2.25 = 2150 mm Chiều dài của một thanh:
b
Khoảng cách giữa trục các cốt thép cạnh nhau: chọn = 21.0,785 = 16,485 cm2 Yêu cầu cấu tạo: 100mm ≤ a1 ≤ 200mm Chọn 2110 có AS2
Tính lại h02 = hm – abv – 1 – 0,5.2 = 0,8 – 0,035 – 0,014 – 0,5.0,01 = 0,746 m đảm bảo. mm. Chọn a2 = 195 mm. Tính thép dầm móng:
Chọn kích thước dầm móng: hd = hm = 0,8 m bd = bc + 2.0,05 = 0,4 + 0,1 = 0,5 m Bước 1: Xác định giá trị nội lực trong dầm:
Trường hợp gió thổi từ trái sang: Hình 2.47 Sơ đồ tính thép dầm móng (gió thổi từ trái sang) 112 = -25,74.2,2 = -56.63 kN/m = 367,78.2,2 = 809.12 kN/m ptr=
pph = Sử dụng phần mềm Sap2000 xác định được biểu đồ mômen, lực cắt trong dầm: Tải trọng
(kN/m) Q
(kN) M
(kNm) Hình 2.48 Nội lực trong dầm móng (gió thổi từ trái sang) Kết quả phân tích dầm có: = 693,45 kNm = 1,95 kNm Lực cắt lớn nhất trong phạm vi bố trí dầm móng (lnh) = 715,92 kNm Trường hợp gió thổi từ phải sang:
Áp lực tính toán ở đáy móng: Với e = eph = 0,734 m 1441 kN = 344,04 kPa = - 16,54 kPa Áp lực tính toán thật tại đáy móng kể đến trọng lượng móng và đất trên các bậc móng: = - 16,54 + 1,1.20.1,4 = 14,266 kPa > 0 Móng thoả không bị tách khỏi nền. Hình 2.49 Sơ đồ tính thép dầm móng (gió thổi từ phải sang) 113 =344,04.2,2 = 756,89 kN/m ptr= = -16,54.2,2 = -36,39 kN/m pph = Sử dụng phần mềm Sap2000 xác định được biểu đồ mômen, lực cắt trong dầm: Tải trọng
(kN/m) Q
(kN) M
(kNm) Hình 2.50 Nội lực trong dầm móng (gió thổi từ phải sang) Kết quả phân tích dầm có: = 173,98 kNm = 79,40 kNm Lực cắt lớn nhất trong phạm vi bố trí dầm móng (lnh) = 530,22 kNm Xác định nội lực lớn nhất trong dầm trong cả 2 trường hợp tải trọng gió: ) = max (693,45 ; 173,98) = 693,45 kNm = max ( , = max ( , ) = max (1,95 ; 79,40 ) = 79,40 kNm = max ( , ) = max (715,92 ; 530,22 ) = 715,92 kNm Bước 2: Tính thép chịu mômen cho dầm móng Hình 2.51 Bố trí cốt thép - Tính As3: Phần mômen mà thép số 1 đã chịu ứng với diện tích cốt thép chọn thực tế: 114 M1,thực = 0,9Rs.h01.As1,chọn = 0,9.28.104.0,758.24,624.10-4 = 470,36 kNm M3 = Mmax - M1,thực = 693,45 - 470,36 = 223,09 kNm Phần mômen thép số 3 chịu:
Giả thiết a3 = 7 cm h03 = h – a3 = 0,8 – 0,07 = 0,73 m. Tra Bảng 2.16 được =0,449 = 0,104 Diện tích cốt thép yêu cầu: chọn = 12,56 cm2 = 11,52.10-4 m2 = 11,52 cm2 = 0,8 – 0,035 – 0,014 – 0,01 – 0,5.0,02 = 0,731 m > h0,giả thiết = 0,73 m
Không cần kiểm tra lại khả năng chịu lực. Chọn 420 có As3
Tính lại h0 = hm – 0.035 – 1 - 2– 0,5.3
Khoảng hở giữa các cốt thép: 117 mm Khoảng hở giữa các cốt thép dọc thoả mãn yêu cầu về bố trí thép trong dầm. - Tính As4:
Giả thiết a = 4 cm h0 = h – a = 0,8 – 0,04 = 0,76 m. M4 = Mmin = 79,40 kNm Với b4 0,5(bd + b) = 0,5(0,5 + 2,2) = 1,35 m = 0,012 Diện tích cốt thép yêu cầu: chọn = 4,524 cm2 = 1,34.10-4 m2 = 1,34 cm2 Không cần kiểm tra lại khả năng chịu lực. Chọn 412 có As4
Tính lại h0 = hm – 0.035 – 0,5.4
= 0,8 – 0,035 – 0,5.0,012 = 0,759 m h0, giả thiết = 0,76 m
Khoảng hở giữa các cốt thép: 126 mm Khoảng hở giữa các cốt thép dọc thoả mãn yêu cầu về bố trí thép trong dầm. - Tính As5:
Dầm móng cao 0,8m > 0,6m nên dùng 2 thanh 12 làm cốt giá cấu tạo.
Bước 3: Tính toán cấu tạo cốt đai dầm móng As6:
- Kiểm tra điều kiện bê tông chịu toàn bộ lực cắt: = 286,88 kN Với h0d = hm - abv = 0,8 - 0,035 = 0,765 m
không thoả mãn, cần tính toán cốt đai.
- Chọn cốt đai thép nhóm AI (Rsw = 175MPa), đường kính 6, số nhánh cốt đai n = 4. 115 - Bước cốt đai theo tính toán: = 0,181 m = 181 mm
(b2 = 2 : bê tông nặng) Khoảng cách lớn nhất cho phép giữa các cốt đai: = 1,241 m = 1241 mm (b4 = 1,5 : bê tông nặng) - Bước cốt đai theo cấu tạo: hd = 800 mm > 450 mm
+ Trong phạm vi gối tựa: = 267 mm + Giữa nhịp: =500 mm - Bước cốt đai yêu cầu:
s = min(stt , smax , sct) = min(163,1241, 267) = 163 mm
Nhịp dầm ngắn ngắn (lnh 2m) đồng thời biểu đồ bao lực cắt trong nhịp dầm có trị số thay đổi
không lớn (xem biểu đồ lực cắt trường hợp tải trọng gió tác dụng từ trái sang) do đó chọn bước cốt
đai s = 160 mm bố trí trên toàn bộ dầm.
- Kiểm tra khả năng chịu ứng suất nén chính: w1 = 1 + 5W = 1+5.9,13.0,000466 = 1,02 ≤ 1,3 ( = 9,13 ; 0,000466) b1 = 1- .Rb = 1- 0,01.8,5 = 0,915
( = 0,01 : bê tông nặng) 2453,31 kN Dầm không bị phá hoại do ứng suất nén chính. 116 Hình 2.52 Bố trí cốt thép 117 tường Hình 2.53 Cấu tạo móng băng gạch, đá, bê tông, bê tông
đá hộc dưới tường 118 Hình 2.42 Nội lực trong móng hợp khối
a) tường btct; b) tường gạch
Hình 2.54 Chọc thủng móng băng btct dưới tường 119 Hình 2.55 Sơ đồ tính thép móng băng dưới tường
a) tường btct; b) tường gạch 120 121 122 123 124 Ví dụ 2.17 Móng băng ở ví dụ 2.7 có mặt cắt ngang tiết diện như hình vẽ. Mômen quán tính chính của tiết diện
Jy = 0,020968 m4. 125 a. Xác định sơ bộ ks theo lý thuyến bán không gian biến dạng tuyến tính
b. Tính toán độ lún của móng theo phương pháp hệ số nền ks thay đổi
c. Vẽ biểu đồ mômen, lực cắt trong móng Giải
a. Xác định sơ bộ ks theo lý thuyến bán không gian biến dạng tuyến tính:
ứng suất bản thân tại đáy móng: = 17.0,7 + 18,6.0,6 + 8,88.0,2 = 24,84 kPa Áp lực gây lún ở đáy móng: pgl = - = 116,96 - 24,84 = 92,12 kPa Gần đúng lấy giới hạn nền H=5b kể từ đáy móng trở xuống. b = 1,4 m H= 5.1,4 = 7m Trong phạm vi H có 2,5-0,6-0,2 = 1,7 m đất sét (E=8000 kPa) và 7 - 1,7 = 5,3 m đất sét pha (E=7500 kPa). Môđun biến dạng trung bình của nền: = 7621 kPa Hệ số poisson µ = 0,45 cho đất loại sét. Độ lún trung bình của nền:
- Sử dụng bảng tra: = 0,03097 m ) (m = 2,32 xác định bằng cách tra bảng với - Sử dụng công thức giải tích: 126 Stb = 0,0316 m Hệ số nền: = 2912 kN/m3 ks = b) Tính toán độ lún của móng theo phương pháp hệ số nền thay đổi Sử dụng phần mềm Sap2000 V7.42 để tính toán bài toán dầm trên nền đàn hồi với hệ số nền thay đổi. Tải trọng tác dụng lên dầm gồm tải trọng tiêu chuẩn tại các chân cột và tải trọng phân bố xác định theo biểu thức: ] pd = b[tb.(h+htn) - Trong đó:
tb.(h+htn): áp lực lên nền do trọng lượng bản thân của móng và đất trên các bậc móng gây ra, : phần ứng suất nền được giảm tải khi thi công đào hố móng. pd = 1,4[20(1,5 + 0,9) - 24,84] = 32,42 kPa Phân tích diện tích đáy móng thành 11 hình chữ nhật như hình vẽ. Thay thế nền đất trong phạm vi mỗi hình chữ nhật bằng 1 lò xo có độ cứng ki như hình vẽ. Phân tích móng càng nhỏ thì kết quả tính toán càng chính xác. Hình 2.57 Xác định độ cứng lò xo thay thế Xác định độ cứng các lò xo thay thế: 127 k1 = k11 = ks.b.l1 = 2912.1,4.0,5 = 2038,4 kN/m
k2 = k10 = ks.b.l2 = 2912.1,4.2,4 = 5707,52 kN/m
k3 = k4 = k5 = k6 = k7 = k8 = k9 = ks.b.l3 = 2912.1,4.1,8 = 7338,24 kN/m Sử dụng phần mềm Sap 2000 V 7.42 xác định được phản lực tại các nút (phản lực lò xo). Điểm x, m Pi ,kN 1 0 64,84837 2 1 181,5444 3 2,8 231,9959 4 4,6 232,0045 5 6,4 231,2635 6 8,2 231,7046 7 10 231,2635 8 11,8 232,0045 9 13,6 231,9959 10 15,4 181,5444 11 16,4 64,84837 Sử dụng lời giải lý thuyết bán không gian biến dạng tuyến tính xác định độ lún tại từng nút do tải trọng tập trung tại nút đó và tải tập trung tại tất cả các nút khác gây ra. Tính lại độ cứng lò xo: Kết quả phân tích của lần lặp 1: Điểm x, m Si , m Ki , kN/m Pi ,kN 0 64,84837 0,02735 2371,06 1 1 181,5444 0,03483 5212,3 2 2,8 231,9959 0,03895 5956,25 3 4,6 232,0045 0,04056 5720,03 4 6,4 231,2635 0,04119 5614,55 5 8,2 231,7046 0,04143 5592,68 6 10 231,2635 0,04119 5614,55 7 11,8 232,0045 0,04056 5720,03 8 13,6 231,9959 0,03895 5956,25 9 15,4 181,5444 0,03483 5212,3 10 16,4 64,84837 0,02735 2371,06 11 Gán độ cứng lò xo Ki mới cho các nút, kết quả phân tích của lần lặp 2: Điểm x, m Si , m Ki , kN/m 100.(Ki-Ki-1)/Ki-1 Pi ,kN 0 1 83,70304 0,03114 2687,96 13,37 1 2 189,0735 0,03604 5246,21 0,65 128 2,8 224,8036 0,03826 5875,68 3 -1,35 4,6 223,6156 0,03952 5658,29 4 -1,08 6,4 223,8263 0,04015 5574,75 5 -0,71 8,2 224,9742 0,04044 5563,16 6 -0,53 10 223,8263 0,04015 5574,75 7 -0,71 11,8 223,6156 0,03952 5658,29 8 -1,08 13,6 224,8036 0,03826 5875,68 9 -1,35 15,4 189,0735 0,03604 5246,21 10 0,65 16,4 83,70304 0,03114 2687,96 11 13,37 Kết quả phân tích của lần lặp 3: Điểm x, m Si , m Ki , kN/m 100.(Ki-Ki-1)/Ki-1 Pi ,kN 0 92,52622 0,03277 2823,5 1 5,04 1 186,9491 0,03597 5197,36 2 -0,93 2,8 220,3137 0,03781 5826,86 3 -0,83 4,6 221,4901 0,03925 5643,06 4 -0,27 6,4 223,5277 0,04007 5578,43 5 0,07 8,2 225,4043 0,04043 5575,17 6 0,22 10 223,5277 0,04007 5578,43 7 0,07 11,8 221,4901 0,03925 5643,06 8 -0,27 13,6 220,3137 0,03781 5826,86 9 -0,83 15,4 186,9491 0,03597 5197,36 10 -0,93 16,4 92,52622 0,03277 2823,5 11 5,04 Kết quả phân tích của lần lặp 4: Điểm x, m Pi ,kN Si , m Ki , kN/m 100.(Ki-Ki-1)/Ki-1 0 96,63123 0,03349 2885,38 1 2,19 1 184,4989 0,03577 5157,92 2 -0,76 2,8 218,2426 0,03759 5805,87 3 -0,36 4,6 221,0198 0,03918 5641,14 4 -0,03 6,4 223,987 0,04011 5584,32 5 0,11 8,2 226,2589 0,04052 5583,88 6 0,16 10 223,987 0,04011 5584,32 7 0,11 11,8 221,0198 0,03918 5641,14 8 -0,03 13,6 218,2426 0,03759 5805,87 9 -0,36 15,4 184,4989 0,03577 5157,92 10 -0,76 16,4 96,63123 0,03349 2885,38 11 2,19 129 Kết quả phân tích của lần lặp 5: Điểm x, m Si , m Ki , kN/m 100.(Ki-Ki-1)/Ki-1 Pi ,kN 1 0 98,59151 0,03383 2914,32 1 2 1 182,914 0,03563 5133,71 -0,47 3 2,8 217,4014 0,0375 5797,37 -0,15 4 4,6 220,974 0,03917 5641,41 0 5 6,4 224,2864 0,04014 5587,6 0,06 6 8,2 226,6834 0,04056 5588,84 0,09 7 10 224,2864 0,04014 5587,6 0,06 8 11,8 220,974 0,03917 5641,41 0 9 13,6 217,4014 0,0375 5797,37 -0,15 10 15,4 182,914 0,03563 5133,71 -0,47 11 16,4 98,59151 0,03383 2914,32 1 Kết quả phân tích của lần lặp 6: Điểm x, m Pi ,kN Si , m Ki , kN/m 100.(Ki-Ki-1)/Ki-1 1 0 99,53848 0,03398 2929,33 0,52 2 1 182,0128 0,03555 5119,91 -0,27 3 2,8 217,0787 0,03747 5793,4 -0,07 4 4,6 220,9971 0,03917 5642 0,01 5 6,4 224,4327 0,04016 5588,46 0,02 6 8,2 226,8985 0,04059 5590,01 0,02 7 10 224,4327 0,04016 5588,46 0,02 8 11,8 220,9971 0,03917 5642 0,01 9 13,6 217,0787 0,03747 5793,4 -0,07 10 15,4 182,0128 0,03555 5119,91 -0,27 11 16,4 99,53848 0,03398 2929,33 0,52 Tại vòng lặp thứ 6 độ cứng lò xo giữa hai vòng lặp liên tiếp có thể coi là đã hội tụ với chênh lệch lớn nhất so với ở vòng lặp thứ 5 chỉ là 0,52%. Trong thực tế tính toán có thể dừng ngay ở vòng lặp thứ 3 khi chênh lệch lớn nhất 5%. 130 Hình 2.58 Biểu đồ lún c. Xác định mômen, lực cắt trong móng: Khi phân tích lún chỉ quan tâm đến chuyển vị của các điểm chân cột, các chuyển vị này cùng dấu do đó không cần chia móng quá nhỏ vẫn vẽ được đường cong lún. Khi phân tích mômen, lực cắt trong móng thì vì chúng có dấu thay đổi liên tục, để đảm bảo vẽ được biểu đồ mômen và lực cắt cần phân chia móng nhỏ hơn. ở đây sẽ tiếp tục chia nhỏ các đoạn chia ở phần phân tích lún làm 4 phần bằng nhau. Ta có 41 điểm thay thế đất bằng lò xo. Độ cứng lò xo tại các điểm chưa biết được xác định bằng nội suy tuyến tính từ độ cứng lò xo đã biết ở phần tính lún. Điểm x Ks (kN/m3) 1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
13
14
15
16
17
18
19
20
21
22
23
24
25 0
0.25
0.5
0.75
1
1.45
1.9
2.35
2.8
3.25
3.7
4.15
4.6
5.05
5.5
5.95
6.4
6.85
7.3
7.75
8.2
8.65
9.1
9.55
10 4184.76
3791.62
3398.48
3005.34
2612.2
2533.89
2455.59
2377.28
2298.97
2283.95
2268.93
2253.91
2238.89
2233.58
2228.27
2222.95
2217.64
2217.8
2217.95
2218.11
2218.26
2218.11
2217.95
2217.8
2217.64 bi
(m)
1.4
1.4
1.4
1.4
1.4
1.4
1.4
1.4
1.4
1.4
1.4
1.4
1.4
1.4
1.4
1.4
1.4
1.4
1.4
1.4
1.4
1.4
1.4
1.4
1.4 li
(m)
0.125
0.25
0.25
0.25
0.35
0.45
0.45
0.45
0.45
0.45
0.45
0.45
0.45
0.45
0.45
0.45
0.45
0.45
0.45
0.45
0.45
0.45
0.45
0.45
0.45 Ki
(kN/m)
732.33
1327.07
1189.47
1051.87
1279.98
1596.35
1547.02
1497.69
1448.35
1438.89
1429.43
1419.96
1410.5
1407.16
1403.81
1400.46
1397.11
1397.21
1397.31
1397.41
1397.5
1397.41
1397.31
1397.21
1397.11 131 26
27
28
29
30
31
32
33
34
35
36
37
38
39
40
41 10.45
10.9
11.35
11.8
12.25
12.7
13.15
13.6
14.05
14.5
14.95
15.4
15.65
15.9
16.15
16.4 2222.95
2228.27
2233.58
2238.89
2253.91
2268.93
2283.95
2298.97
2377.28
2455.59
2533.89
2612.2
3005.34
3398.48
3791.62
4184.76 1.4
1.4
1.4
1.4
1.4
1.4
1.4
1.4
1.4
1.4
1.4
1.4
1.4
1.4
1.4
1.4 0.45
0.45
0.45
0.45
0.45
0.45
0.45
0.45
0.45
0.45
0.45
0.35
0.25
0.25
0.25
0.125 1400.46
1403.81
1407.16
1410.5
1419.96
1429.43
1438.89
1448.35
1497.69
1547.02
1596.35
1279.98
1051.87
1189.47
1327.07
732.33 Tải trọng tác dụng lên móng là tải trọng tập trung và mômen tính toán không kể đến trọng lượng móng và đất trên các bậc móng. Kết quả chạy bằng Sap2000 V7.42 được biểu đồ lực cắt và mômen trong móng. Qmax = 177,57 kN
Qmin = -226,75 kN
Mmax = 226,71 kNm
Mmin = -26,99 kNm Hình 2.60 Kiểm tra chiều cao bản móng băng theo điều kiện chọc thủng 132 133 Hình 2.62 Sơ đồ tính thép bản móng
theo phương cạnh ngắn 134 135 136 137 Hình 2.63 Sơ đồ chia dải tính móng bè 138 139 140 141 142 143 Hình 3.1 Sơ đồ tính toán đệm cát. Hình 3.2 Biều đồ xác định hệ số K 144 145 146 TC-= 1200kN, M0 Thiết kế xử lý nền dưới móng cột của nhà khung bê tông cốt thép (BTCT) 7 tầng với tổ hợp nội lực nguy hiểm nhất từ chân cột xuống móng có giá trị như sau:
TC =75kN.
TC= 150kNm, Q0
N0
Công trình được xây dựng trên nền đất gồm các lớp đất với các chỉ tiêu cơ lý như sau: 0 Số Tên lớp E W% WL% WP% II CII(kPa) T.T. đất d
(kN/m3) S
(kN/m3) (kPa) Đất trồng 16 1 trọt,0,5m Sét, dày 2 18,4 26,6 40 45 25 15 4000 120 4m Sét pha, 3 19 26.2 25 38 25 26 10000 180 dày 3m Cát pha, 4 20 26.0 18 22 14 18 8000 200 dày 6m Căn cứ vào đặc điểm, tải trọng công trình và số liệu địa chất ta chọn móng đơn dưới cột BTCT trên lớp đệm cát hạt trung. Chọn độ sâu chôn móng h=1,0m. Dùng cát hạt trung làm lớp đệm, đầm đến độ chặt trung bình: tra
bằng 2.3 (TCXD 45-78) có cường độ tính toán quy ước của cát đệm hạt trung R0=250kPa. Cường
độ này ứng với b=1m và h=2,0m. Trong bài toán này ta lựa chọn bước đầu h=1,0m và b=1,8m. Ta quy đổi cường độ tính toán quy ước theo công thức của quy phạm như sau: Khi h 2m: , Rc=R0 trong đó: K1- hệ số kể đến ảnh hưởng của bề rộng móng: K1 =0,125 =206,0kPa Rc=250 =6,45m2 diện tích đáy móng: Am= Do có tải lệch tâm khá lớn nên ta tăng diện tích đáy móng lên 1,1 lần và chọn l/b =1,2b, ta có: ; l=1,2x2,43 =2,9m Am'= 1,1x6,45=7,1m2 và b= Ta chọn kích thước móng lxb=2,5x3,0m với diện tích F =7,5m2
Xác định áp lực tiêu chuẩn lên nền: 147 trong đó: độ lệch tâm e = Cường độ tính toán của lớp cát đệm ứng với b=2,0m: = 222,6kPa Rc=250 1,2RC=1,2x222,6 = 267,2kPa >236kPa - thoả mãn điều kiện áp lực, chọn kích thước đáy móng
thành 2,5x3,0 m và xác định áp lực lên lớp đất yếu phía dưới. Chọn chiều cao đệm cát bằng d=1,5m. Kiểm tra điều kiện áp lực lên lớp đất yếu theo công thức (3.1) pt(d)+ bt (d) Rđy
trong đó: Rđy tính theo công thức (3.8): 0=120, tra bảng 2.2 được A=0,23; B= 1,94; D=4,42; Rđy= '= trong đó: lớp đất sét yếu dày 4m có II
CII=15kPa
hy= h+d =1+1,5= 2,5m II m a= tc+Am.tbh=1200+2,5x3,0x1x20=1350kN; ; Ay= = N0 Ứng suất gây lún tại mức đáy móng: = -đ.h=180,2 -(0,5x16+0,5x18,4)=180,2 -17,2=163 kPa Ứng suất gây lún tại mức đáy lớp đệm cát:
pt(z=d) =K0. = K0x163 =0,652x163 = 106,3kPa trong đó: giá trị K0 (xác định bằng cách tra bảng) tại độ sâu z=d=1,5m:
n=l/b=3,0/2,5=1,2; m= 2z/b=2x1,5/2,5=1,2 ta có: K0=0,652 ; Ay= = by= Thay các giá trị tính được ở trên vào công thức (3.8): Rdy = Xác định ứng suất bản thân: 148 - tại mức đáy móng:
bt (z=1m)= 0,5x16+0,5x18,4=17,2kPa
- tại mức đáy lớp đệm cát:
bt (z=2,5m)=17,2+1,5x18,4=44,8kPa
Thay các giá trị tìm được vào công thức (3.1):
106,3+44,8 =151,1kPa < Rđy=183,4kPa - đạt yêu cầu về áp lực lên lớp đất yếu tại đáy lớp đệm cát.
Kiểm tra nền đệm cát theo điều kiện biến dạng:
Tra bảng theo quy phạm với cát hạt trung ta có E0=20000kPa
Sơ đồ tính toán độ lún trình bày trên hình 3.1 Kết quả tính toán độ lún trình bày trong bảng dưới đây: pt pt bt Bảng tính toán độ lún cho ví dụ 3.1 (n=1,2) i=K0ixz =0 Điểm Độ sâu z m=2z/b z K0i zi 0 0 1,0 0 163 17,2 0,5 0,6 0,907 1 148 1,0 0,8 0,79 1’ 129 1,5 1,2 0,652 2 106,3 2,0 1,6 0,496 3 80,8 2,4 1,92 0,408 4 66,5 2.8 2.24 0,33 5 53,8 3,2 2,56 0,269 6 43,8 3,5 2,8 0,232 6 37,8 81,6 4,0 3,2 0,187 7 30,5 4,4 3,52 0,16 8 26,1 4,8 3,84 0,135 9 22,0 5,2 4,16 0,118 10 19,2 5,6 4,48 0,106 11 17,3 6,0 4,8 0,092 12 15,0 110,0 Độ lún của nền: S=0,8 Bề rộng lớp đệm cát : b+2dtg= 2,5+2x1,5xtg350=3,5m 149 Hình 3.3 . Sơ đồ tính toán độ lún Ví dụ tính toán 3.2. Tính toán móng nhà công nghiệp, xây dựng trên nền đất với cácchỉ tiêu cơ lý cho trong bảng VD 3.2. Tải 0 = 427,848 kN; Mtt 0= 175,631 kNm; Qtt= 12,21 kN = trọng tính toán tác dụng lên móng như sau:
Ntt kNm kN Bảng chỉ tiêu cơ-lý của các lớp đất cho VD 3.2 như sau: 0 Độ E e c CII sệt Tên lớp ST W % II đất WL
% Wp
% T (kPa) (kPa) IL kN/
m3 kN/
m3 Đất lấp 16,5 1 Sét pha 17 12,2 39,3 40,6 26,4 4o11 11,5 2330 1,183 0,91 2 dày 6,0m Sét pha 17,5 12,8 37 41,1 25,2 5o40 14,9 2760 1,089 0,739 3 dày 11,5m Mực nước ngầm gặp ở độ sâu trung bình 1,8m so với cốt thiên nhiên. Giải: 150 1. Đánh giá điều kiện địa chất công trình Lớp 1: Đất lấp, có chiều dày trung bình 0,6 m. Lớp đất này không đủ chịu lực để làm nền móng công trình. Lớp 2: Sét pha xám tro, xám đen dày trung bình 6,0 m Độ sệt của đất: Theo bảng khảo sát đánh giá địa chất :
IL2=0,91
Ta thấy 0,75< IL <1 nên nền đất ở lớp thứ 2 này ở trạng thái dẻo nhão, mô đun biến dạng E =2330
kPa là lớp đất yếu.
Hệ số rỗng e2= 1,183 => = = kN/m3 e2= Trọng lượng riêng đẩy nổi của đất lớp 2: = kN/m3 đn2= trong đó: n=10 kN/m3
Lớp 3 : Lớp 3: sét đến sét pha xám vàng x ám ghi, xám tro dày trung bình 11,5m.
Độ sệt của đất là: IL3=0,739
Ta thấy 0,5< IL<0,75 nên nền đất ở lớp 3 này ở trạng thái dẻo mềm, mô đun biến dạng E =2760
kPa, là đất trung bình
Hệ số rỗng: e3=1,089 => = = kN/m3 Trọng lượng riêng đẩy nổi của lớp 2 dưới mực nước ngầm : = kN/m3 đn3= = 2. Xác định tải trọng tiêu chuẩn tác dụng lên móng: kNm kN 3. Xác định kích thước sơ bộ cho móng: Chọn độ sâu chôn móng 1,2m tính từ cốt ngoài nhà .Cốt trong nhà tôn nền cao 20cm Bề rộng móng sơ bộ chọn b=2m. Dùng cát hạt thô vừa làm lớp đệm, đầm đến độ chặt trung bình: Tra bảng TCXD 45- 78.
Cường độ tính toán của cát đệm hạt to: Ro=400kPa, cường độ này ứng với b =1m; h =2m. Cường độ tính toán của cát tính theo công thức tính đổi quy phạm. Khi h 2m 151 Đối với cát hạt thô vừa hệ số kể đến độ ảnh hưởng của bề rộng móng: K1=0,125. Diện tích sơ bộ của đáy móng : = =1,067m2 Am= Vì móng chịu tải lệch tâm khá lớn nên ta tăng diện tích đáy móng lên :
A*= 1,4 x Am = 1,4 x 1,067=1,494m2 Chọn =1,5 b= = 0,998 m l = 1,5x0,998 = 1,497 m (Vậy chọn l= 3 m; b=2 m) Hình 3.4.Ví dụ 3.2 Áp lực tiêu chuẩn tại đáy móng : = Chiều cao làm việc của móng hm=1,2 (m) e= = = m = =138,31 kPa =32,567 kPa Cường độ tính toán của cát đệm ứng với móng có b=2,0m R=360 kPa 1,2R = 1,2 x 360=432 kPa 152 =138,28 kPa <1,2R=432 kPa. =32,567 kPa >0 =85,432KPa < R=360 kPa =>Điều kiện áp lực tại đáy móng được thoả mãn.=>nên kích thước đáy móng là (2,0x3,0)m 4. Xác định kích thước đệm cát:
Chọn chiều cao đệm cát hđ=1,6m H.3.5.Ví dụ 3.2 Kiểm tra chiều cao hđ áp lực gây lún tại đáy đệm cát. = ; Tra bảng 2.9 được K0=0,545 =0,545x65,332=35,6KPa h=h+ =1,3+1,6=2,9m Với lớp đất đặt móng tra bảng theo = ta được A= 0,062; B= 1,255; D= 3,52 CII= 11,5kPa
Bề dài, bề rộng móng quy ước được xác định theo công thức: = 153 = = 15,4 m2 =35,6+37,92=73,52KPa < =100,88 KPa Như vậy chiều cao đệm cát thoả mãn điều kiện áp lực lên lớp đất tại đáy đệm cát. 5. Kiểm tra điều kiện biến dạng. Tra bảng quy phạm với cát thô vừa, chặt vừa được E=35000Kpa =65,32 KPa =16,5.0,6+17.0,6=20,1 KPa . Chia đất nền dưới đáy móng thành các lớp phân tố có chiều dày hi Ở đây ta chia thành các lớp có hi = 0,4m và lập bảng để tính :
Tại độ sâu 4,4 m kể từ đáy móng = 12,408 KPa <0,1. =0,1x164,7=16,47KPa do vậy ta lấy giới hạn nền đến độ sâu 3,6m kể từ đáy móng. =5, 6m Điểm z (m) 2z/b l/b bt K0 gl 1,5 1 65,320 20,100 0 0 0 1,5 0,986 64,391 26,900 1 0,4 0,32 1,5 0,932 60,878 30,300 2* 0,8 0,48 1,5 0,911 59,534 31,644 2 1,2 0,64 1,5 0,791 51,683 35,676 3 1,6 0,96 1,5 0,662 43,263 42,396 4 2 1,28 1,5 0,546 35,682 51,804 5 2,4 1,6 1,5 0,450 29,369 63,900 6 2,8 1,92 1,5 0,372 24,289 78,684 7 3,2 2,24 1,5 0,310 20,248 96,156 8 3,6 2,56 1,5 0,261 17,037 116,316 9 4,0 2,88 1,5 0,222 14,472 139,164 10 4,4 3,2 154 11 3,52 1,5 0,190 12,408 164,700 - Bề rộng đệm cát: 4,8 chọn bđ=3,9 m Tạo lớp đệm cát nghiêng một góc góc ma sát trong của lớp đất đặt đệm cát chọn chiều rộng đáy trên đệm cát => btr= 5,7m
- Chiều dài đáy dưới đệm cát: Chọn ld=4,84m
Chiều dài đáy trên đệm cát m Hình 3.6. Ví dụ 3.2 6.Tính toán độ bền và cấu tạo móng:
Dùng bê tông B15, Rb= 9000 KPa. Cốt thép nhóm CII có RS=260000KPa
Rbt=750 kPa
áp lực tính toán ở đáy móng: = = = 134,763 kPa =7,88 kPa 155 Hình 3.7..Ví dụ 3.2 =116,15 kN + Kiểm tra chiều cao của móng theo điều kiện chọc thủng.
Giả thiết abv=3,5cm
ho=hm-abv=0,5-0,035=0,465m >0 móng phải kiểm tra bị chọc thủng Áp lực tính toán trung bình trong phạm vi diện tích gây đâm thủng. 156 Lực đâm thủng: Lực chống đâm thủng theo TC 3 356-2006: N ≤ .Rbt.h0.btb
trong đó: N- lực đâm thủng; - hệ số lấy đối với bê tông nặng =1,0; đối với bê tông hạt nhỏ
=0,85; đối với bê tông nhẹ =0,8; h0- chiều cao làm việc của cốt thép; btb - chu vi trung bình của
diện chịu chọc thủng NCT=110,4< Như vậy móng không bị đâm thủng Mô men tương ứng với mặt ngàm I-I Diện tích cốt thép để chịu mômen MI trong tính toán thực hành có thể tính theo công thức: ASI = Chọn 1012, AS =11,31cm2
Chiều dài một thanh thép dài: . Khoảng cách cần bố trí cốt thép dài: Khoảng cách giữa tim các cốt thép: a= m=211mm Không thỏa mãn điều kiện 100 200mm. Vậy ta chọn thép Chọn 12, a= 20 cm theo cấu tạo số thanh tương ứng n = =10,5 vậy ta chọn 1112, a =20 cm Mô men tương ứng với mặt ngàm II-II: B Diện tích cốt thép để chịu mômen MII ASII = (Với h0’=0,465-0,012=0,453 m)
Chọn cốt thép theo cấu tạo Chọn 12, a =200mm 157 Hình 3.8. Ví dụ 3.2 Chiều dài mỗi thanh thép ngắn: Khoảng cách cần bố trí cốt thép ngắn: Khoảng cách giữa tim các cốt thép: a=200mm số thanh cần thiết là n = =14,55 vậy chọn 1512, a=20cm. 3.2.4. Một số lưu ý khi sử dụng đệm cát xử lý nền đất yếu
- Khi tải trọng công trình tác dụng xuống móng lớn hoặc lớp đất nền quá yếu chiều
dày lớp đệm sẽ có giá trị quá lớn, việc thay thế nền đất yếu trở nên khó khăn và
không kinh tế (do khối lượng cát đệm quá lớn, thi công trở nên khó khăn, đặc biệt khi
có mực nước ngầm cao). Nói chung khi lớp đệm dầy quá 3m sử dụng lớp đệm trở
nên ít hiệu quả. Trong trường hợp đó, đệm cát có thể kết hợp với biện pháp gia cố
bằng cọc cát hoặc cọc tre, cừ tràm.... 158 159 160 Hình 3.9. Sơ đồ xác định khoảng cách giữa các cọc cát TC= 1000kN, MTC=95kNm. Nền đất dưới móng là lớp cát pha chiều dày 10m với các chỉ Tính toán gia cố nền bằng cọc cát cho móng đơn dưới cột với tải trọng thẳng đứng tác dụng lên
móng N0
tiêu cơ lý như sau: 0 E Số W% Tên lớp đất WP% II d
(kN/m3) S
(kN/m3) WL
% CII
(kPa) (kPa) T.T. Đất trồng trọt 16 1 dày 0,5m Cát pha, dày 17,5 26.6 18 22 14 200 18 8000 2 10m Sét pha, dày 3m 19 26.2 25 38 25 180 26 10000 3 Thí nghiệm nén một trục xác định theo quan hệ e=f(P) có emax= 0,91 và emin=0,62.
Trên cơ sở thí nghiệm ta kiểm tra trạng thái của nền tự nhiên theo độ chặt: e0= 161 0= 200 tra bảng ta có: A=0,51; B= 3,06; D= 5,66. Ta chọn chiều sâu chôn móng h=1m và sơ bộ chọn chiều rộng móng b=2m.
Với II
Tính R = 1.(0,51.2,0+3,06.1,0).17,5 +5,66.18 = 173,3 kN/m2. Diện tích của móng là: F= Chiều rộng móng b= , chọn b=2,5m Vì có mô men tác dụng nên ta chọn l=1,2b= 1.2.2,5m= 3,0m
Như vậy kích thước móng chọn sơ bộ là 2,5x3,0m (diện tích F =7,5m2)
Diện tích nền nén chặt bằng cọc cát tính theo công thức:
Fnc=1,4 b(l+0,4b) = 1,4.2,5 (3+0,4.2,5)=14m2. Ta chọn kích thước vùng nén chặt bằng cọc cát
tương ứng với kích thước móng, nghĩa là chiều rộng bằng:
và Lnc=3,4.1,2= 4,1m.
14/1,2=11,67 và Bnc= Chọn độ chặt cần thiết cho nền là ID=0,7, theo đó hệ số rỗng nén chặt cần thiết là:
eik= emax-0,7 (emax-emin) =0,91 -0,7(0,91-0,62) =0,707.
Tỷ lệ diện tích theo công thức (3.17) =14 Fc= Chọn loại cọc cát có đường kính 0,4m, diện tích cọc cát là: fc= Số lượng cọc cát tính theo công thức (3.19): cọc, chọn 12 cọc. n= Trọng lượng thể tích của đất nền sau khi nén chặt bằng cọc cát: Xác định khoảng cách giữa các cọc cát theo công thức (3.22): L= Sơ đồ bố trí cọc như hình 3.10 Hình 3.10. Sơ đồ bố trí cọc cát ( ví dụ 3.3) Xác định chiều sâu đóng cọc cát: 162 Chiều sâu đóng cọc cát lấy bằng chiều sâu vùng chịu nén của nền đất dưới đáy móng công trình.
Tại độ sâu này ta có 0,2BT PT.
3.3.3. Tính toán độ lún của nền xử lý bằng cọc cát
Độ lún nền được xử lý bằng cọc cát được tính toán theo phương pháp thông thường
(phương pháp cộng lún từng lớp). Tuy nhiên việc lựa chọn giá trị các chỉ tiêu cơ lý
tính toán của nền đất đã xử lý cọc cát khá phức tạp.
Nền được xử lý bằng cọc cát là nền không đồng nhất, được cấu thành từ đất nền giữa
các cọc cát đã phần nào được nén chặt và bản thân các cọc cát.
Tính toán nền xử lý bằng cọc cát dưới móng công trình cần thực hiện 2 yêu cầu chính
sau đây.
1- Tải trong tác dụng lên nền không vượt quá khả năng chịu lực của nền xử lý bằng
cọc cát, tính theo công thức: max- áp lực lớn nhất và nhỏ nhất tại đáy móng công trình; NTC- tải trọng
trong đó: pmin
tiêu chuẩn tại đáy móng công trình; A- diện tích đáy móng công trình; e- độ lệch tâm
(e=MTC/NTC); l- cạnh dài móng công trình (theo phương tác dụng của mô men).
Để đảm bảo điều kiện biến dạng tuyến tính của nền đất dưới tac dụng của tải trọng
max tính được nêu trên cần phải thoả mãn điều kiện sau:
thì giá trị pmin
pmax 1,2RCC, pTB RCC và pmin > 0 163 164 165 Thiết kế xử lý nền cho một công trình có tải trọng trung bình phân bố dưới đáy móng là q= 150kPa. Theo kết quả thí nghiệm cho thấy nền đất xây dựng công trình là nền đất sét pha yếu có chiều dày 6 m và các chỉ tiêu cơ lý như sau:
e0= 1,3; eP1= 1.1; KZ=0,05.10-5cm/s; Kr= 0,1.10-5cm/s.
Dưới lớp sét pha yếu đó là lớp đất sét ở trạng thái cứng.
Giải: Dưới tải trọng công trình nêu trên độ lún của nền đất yếu trước khi gia cố tính theo công thức (3.27) sẽ là: S= 600= 52,2cm. Để giảm độ lún công trình tới giá trị độ lún giới hạn cho phép ta chọn giải pháp giếng cát. Dùng loại giếng cát đường kính 40cm dài 6 m và cách nhau 2,0m. Độ lún của nền giếng cát theo công thức (3.28): Sgc= Để tính độ lún theo thời gian ta xác định các giá trị theo các công thức (3.29-3.30): 166 KZ= 0,05.10-5cm/s.3.107 =15cm/năm
Kr=0,1.10-5cm/s=0,1.10-53.107= 30cm/ năm mV= eTB= Ta giả thiết thời gian phải nén chặt là 2 tháng, ta có t =2 tháng =1/6 năm /năm CZ= TZ = /năm Cr= Tr = Tra biểu đồ hình 3.11a ứng với TZ= 0,115 ta có MZ=0,635; tra biểu đồ hình 3.11b ứng với Tr = 0,52
ta có Mr= 0,22
Độ cố kết sau 2 tháng xác định theo công thức (3.30)
Ut=2 tháng =1- MZ.Mr= 1-0,635x0,22 =0,86;
Độ lún của nền đất gia cố giếng cát sau 2 tháng sẽ là: S.Ut= 28,2x0,86= 24,2cm.
Độ lún còn lại của công trình sẽ là : 28,2-24,2= 4cm. Như vậy, sau khi gia tải 2 tháng là có thể tiến hành xây dựng công trình. 3.4.2. Tính toán xử lý nền bằng bấc thấm
Bấc thấm còn gọi là cọc bản nhựa dùng để thoát nước lỗ rõng cho nền đất yếu. Hình 3. 12. Cơ cấu xử lý nền đất yếu bằng bấc thấm 167 Hình 3. 13. Sơ đồ bố trí bấc thấm: a- theo hình vuông; b- theo hình tam giác
Hệ số do người thiết kế lựa chọn bằng cách thử dần quan hệ n=D/dw sao cho có độ
cố kết U tốt nhất với thời gian cố kết ngắn nhất (xác định theo biểu đồ hình 3.14). 168 i- hệ số rỗng của lớp đất thứ i- chỉ số nén lún hay độ dốc của đoạn đường cong nén lún
i- chỉ số nén i của lớp đất thứ i; Cr i- áp lực do trọng lượng bản thân i; pz i- áp lực tiền cố kết ở lớp đất thứ i; vz i- áp lực gây lún từ công trình. i thì công thức (3.38) chỉ dùng số hạng đầu và thay Cc bằng Cr:
i thì công thức (3.38) chỉ dùng số hạng đầu và thay Cc bằng Cr: z < pz
z < pz i- vz
i- vz 169 TB - hệ số cố kết trung bình theo phương thẳng đứng của các lớp đất yếu TB= 170 TB- tính theo công thức 3.43); TB (CV 171 ; hệ số rỗng: e1=1; e120=0,88 Hệ số cố kết trung bình theo phương đứng là =4m2/năm . Hệ số cố kết trung bình theo phương ngang =3,5*4=14 m2/năm Phía dưới nền đất sét yếu là cát hạt thô
Chọn chiều sâu và khoảng cách bấc thấm loại 4x15 cm với kn/qw=0,001 m-2
Tiến hành gia tải cho sau 3-6 tháng có thể xây dựng công trình được.
Giải:
Gỉa thiết thời gian tăng tải là 2 tháng, thời gian chất tải là 4 tháng thì công trình đạt được sự cố kết
cần thiết. 172 2 Tháng 6 tháng Hinh 3.15. Biểu đồ gia tải cho nền gia cố bằng bấc thấm/ giếng cát
Chiều sâu của bấc thấm là h=6m (do móng đặt sâu 1m)
Dưới tác dụng của tải trọng công trình, độ lún cuối cùng là S= =36 cm Dùng bấc thấm loại 4x15cm, đường kính tương đương của bấc thấm là = =12,0 cm=0.12m dw= Hệ số cố kết theo phương đứng là
=4m2/năm
Hệ số cố kết theo phương ngang là : =3,5*4=14 m2năm ở đây ta bố trí bấc thấm hình vuông nên ta có L=D/1,13 Chọn n= = 17 và thời gian gia tải t=4 tháng = năm. Hai thông số này được chọn thử dần cho đến khi đạt độ cố kết tốt nhất và thời gian ngắn nhất. Trên đây là 2 giá trị tại lần chọn - thử cuối
cùng.
Đường kính ảnh hưởng của bấc thấm D = 0,1217 = 2.04 (m) Bố trí bấc thấm theo sơ đồ hình vuông ta có L = = = 1.80 (m) *Xác định độ cố kết theo phương đứng (UV) Dưới nền là lớp cát hạt thô nên bấc thấm thoát nước theo 2 hướng. H = = 3m T = t = = 0.148. Tra bảng theo T được U = 0,433. *Xác định độ cố kết theo phương ngang (Uh) U = 1 - e Yếu tố thời gian theo phương ngang 173 T = t = . = 1.12 Yếu tố ảnh hưởng đến khoảng cách bấc thấm F = ln(n) - = ln(17) - = 2,08 Yếu tố ảnh hưởng đến xáo động đất khi đóng bấc thấm F = - ln ( ) = 3,5 - ln(3,5) = 2,247 Yếu tố ảnh hưởng đến sức cản của bấc thấm F = H = 3,143 0,001 = 0,0189 = 0,873 Độ cố kết theo phương ngang U = 1 - e
Độ cố kết U đạt được sau thời gian t=4 tháng kể từ lúc gia tải
U = 1-(1-U )(1-U ) = 1-(1-0,433)(1-0,873) = 0,928
Độ lún cố kết của nền đất yếu được gia cố bằng bấc thấm sau thời gian t=4 tháng
S = S .U = 360,928 = 33.405 cm Phần độ lún cố kết sau thời gian 4 tháng còn lại là S = 36 – 33.405 = 2.595 cm
Vậy sau khi gia tải 4 tháng có thể xây dựng công trình được.
3.4.3. Một số lưu ý khi sử dụng giếng cát và bấc thấm
- Do chức năng chính của giếng cát là thoát nước, tăng nhanh quá trình cố kết cho
nền đất dưới tải trọng công trình nên vật liệu dùng làm giếng cát cần phải thoát nước
tốt vì vậy cần dùng cát hạt to đảm bảo hệ số thấm K3m/ngày đêm.
- Sử dụng giếng cát cần đi đôi với việc gia tải nén trước cho nền đất. Tải trọng nén
trước cần đảm bảo tải trọng tương ứng với tải trọng công trình. Để rút ngăn thời gian
nén trước có thể tăng tải trọng nén trước lớn hơn tải trọng công trình thiết kế. Muốn
vậy tải trọng cần phải tăng dần từng cấp phù hợp với sức chịu tải của nền, sao cho
nền không bị phá hoại.
3.5. Xử lý nền bằng một số loại cọc khác
3.5.1. Cọc đất - xi măng
Xi măng là loại chất kết dính vô cơ. Chúng được sử dụng để gia cường nền đất bùn
gốc cát rất hiệu quả. Tỷ lệ pha trộn xi măng thường nằm trong khoảng 8-15%. Khi xi
măng hoá nền đất, sức kháng xuyên của nền đất tăng lên khoảng 4-5 lần, mô đun
biến dạng tăng khoảng 3-4 lần, lực dính, trọng lượng thể tích tăng lên đáng kể.
Đất được gia cố xi măng tạo nên hỗn hợp có các chỉ tiêu cơ lý được cải thiện nêu trên
là nhờ quá trình thuỷ giải, thuỷ hoá và các bon ních hoá, các phản ứng hoá học đó tạo
nên các bonát can xi không hoà tan trong nước.
Nói chung khi xi măng trộn với đất có nguồn gốc cát, hỗn ợp nhạn được có các chỉ
tiêu cơ lý tốt hơn đối với đất có nguồn gốc sét. Kinh nghiệm cho thấy, đối với đất sét
có chứa đá cao lanh, đá măng tô thì hiệu quả cao hơn so với loại đất sét có chứa ilic,
chất chloride và hàm lượng chất hữu cơ, đất có độ trung hoà pH thấp. Đặc biệt đối
với đất có chứa lượng chất hữu cơ cao (trên 3%-5%) thì không nên dùng xi măng gia
cố. 174 max- áp lực lớn nhất và nhỏ nhất tại đáy móng công trình; NTC- tải trọng
trong đó: min
tiêu chuẩn tại đáy móng công trình; F- diện tích đáy móng công trình; e- độ lệch tâm
(e=MTC/NTC); l- cạnh dài móng công trình (theo phương tác dụng của mô men).
Để đảm bảo điều kiện biến dạng tuyến tính của nền đất dưới tac dụng của tải trọng
max tính được nêu trên cần phải thoả mãn điều kiện sau
thì giá trị min 175 TC= 1000kN, MTC=95kNm. Nền đất dưới móng là lớp cát pha chiều dày 10m với Hình 3.16. Sức cản mũi xuyên của đất khi chưa gia cố và của cọc đất xi măng Ví dụ. 3.6 Tính toán xử lý nền bằng cọc đất- xi măng
Tính toán gia cố nền bằng cọc đất xi măng cho móng đơn dưới cột với tải trọng thẳng đứng tác
dụng lên móng N0
các chỉ tiêu cơ lý như sau: 0 W% WL% WP% CII(kPa) II E
(kPa) Số
T.T. d
(kN/m3) S
(kN/m3) 16 1 17,5 26.6 18 22 14 200 18 8000 2 19 26.2 25 38 25 180 26 10000 3 Tên lớp
đất
Đất trồng
trọt dày
0,5m
Cát pha,
dày 10m
Sét pha,
dày 3m Thí nghiệm nén một trục cho mẫu đất trộn xi măng nêu trên sau 7 ngày có Rcu.7= 7kPa.
Ta chọn chiều sâu chôn móng h=1m và sơ bộ chọn chiều rộng móng b=2m.
0= 200 tra bảng ta có: A=0,51; B= 3,06; D= 5,66.
Với II
Tính RTC= 1.(0,51.2,0+3,06.1,0).17,5 +5,66.18 = 173,3 kN/m2.
Xác định giá trị thiết kế cường độ chịu nén của đất trộn xi măng R có thể xác định theo công thức
(3.48) như sau: R =1/2Rcu = (1-AC)=1167.0,07+ 173,3. 0,93 =81,7+161,2 =243kN/m2 RZ=RAC+ Chọn cọc xi măng đất đường kính d= 0,3m bố trí với khoảng cách 1,0m
Giá trị RZ xác định theo (3.50) :
Trong đó: tỷ lệ chiếm chỗ của cọc đất xi măng AC= 7%
Diện tích của móng là: 176 F= , chọn b=2,0m Chiều rộng móng b=
Vì có mô men tác dụng nên ta chọn l=1,2b= 1.2.2,0m= 2,4m
Như vậy kích thước móng chọn sơ bộ là 2,0x2,4m (diện tích F =4,8 m2)
Tải trong tác dụng lên nền xác định theo công thức (3.46) = Giá trị nêu trên thoả mãn điều kiện (3.47) với 1,2RZ=291,6kN/m2
Xác định chiều dài cọc xi măng đất dựa vào giá trị khả năng chịu tải của lớp đất dưới nền gia cố
cọc xi măng đất và độ lún cho phép đối với công trình thiết kế.
Để đảm bảo an toàn ta chọn chiều dài cọc xi măng đất cắm tới lớp đất số 3 có L=9,5m.
Việc kiểm tra độ lún tiến hành theo phương pháp thông thường như móng nông trên nền thiên
nhiên với giá trị mô đun biến dạng của lớp nền gia cố xi măng xác định theo công thức (3.51) và
mô đun biến dạng nền phía dưới cọc xi măng đất lấy theo số liệu kết quả khảo sát.
cọc xi măng đất có thể bố trí theo lưới ô vuông hoặc lưới ô tam giác tưng tự đối với cọc cát
3.5.3. Cọc đất vôi
Ngoài cọc đất xi măng trong thực tế còn sử dụng cọc vôi để gia cố nền đất. Cọc vôi
được dùng để gia cố đất yếu như than bùn, bùn sét và sét pha ở trạng thái dẻo nhão.
I) II) Hình 2.17. Sức cản mũi xuyên của đất gia cố vôi (I) và xi măng (II):
a- bùn gốc sét pha; b- bùn gốc sét; c- bùn hữu cơ; d- bùn gốc cát pha; e- bùn gốc sét.
Cọc vôi có tác dụng là chặt đất kể cả đất xung quanh cọc, ngoài ra cọc vôi còn có tác
dụng làm giảm độ ẩm của nền đất làm cho quá trình nén chặt đất tăng nhanh. Theo
tổng kết cọc vôi có một số chỉ tiêu sau đây:
- cường độ nén một trục của cọc vôi có thể đạt 1000-2500kPa và cường độ của đất
giữa các cọc vôi có thể tăng lên lhoảng 2 lần. Sau khi gia cường nền đất bằng cọc
vôi, cường độ của chúng có thể tăng lên 2-3 lần.
- lực dính của đất có thể tăng 1,5-3 lần;
- mô đun biến dạng của đất tăng 3-4 lần.
Tính toán và thiết kế cọc vôi tương tự như cọc cát, tuy nhiên đối với cọc vôi khả
năng thoát nước không được xét đến.
3.5.4. Cọc tre, cừ tràm
Ở phái Bắc nước ta rất sẵn tre, còn trong miền Nam cây tràm rất phổ biến. Đặc điểm
của các loại cây này là khi nằm dưới mực nước ngầm thì tươi mãi và hấu như không 177 178 179 180 Khi cọc tiết diện nhỏ, chịu nén Khi cọc chịu lực lớn hoặc tiết diện lớn Hình 4.2 Mặt cắt ngang thân cọc
1, 1a/ Cốt chịu lực; 2/ Cốt thép đai Hình 4.3 Cấu tạo và cốt thép mũi cọc 181 Hình 4.4 Chi tiết lưới thép đầu cọc và móc cẩu cọc Hình 4.5 Cấu tạo thép chờ và đai thép đầu cọc khi cọc có mối nối Hình 4.6 Chi tiết nối cọc 182 183 184 Hình 4.7 Cấu tạo cọc khoan nhồi 185 Hình 4.8 Cấu tạo cọc barret 186 Hình 4.9 Một số tiết diện phổ biến của cọc thép 187 188 189 Ví dụ 4.1 Xác định sức chịu tải cho phép theo vật liệu của cọc bê tông cốt thép C15-35 trong móng cọc đài thấp, cọc có tiết diện 0,35x0,35 dài 15m bê tông B20, thép dọc chịu lực gồm 816 AII trong hai trường hợp sau đây: 190 - Cọc không xuyên qua bùn, than bùn - Đáy lớp bùn cách đáy đài 5,6m Bê tông B20 có Rb = 11500 kPa Thép chịu lực AII do đó Rsc = 280000 kPa, Diện tích tiết diện cọc Ab = 0,35 x 0,35 = 0,1225 m2 = 1. (11500 . 0,1225 + 280000 . 16,08 x 10-4) = 1858,9 kN Diện tích tiết diện cốt thép: As = 8 x 3,14 x 0,0162/ 4 = 16,08 x 10-4 m2 = 0,89. (11500 . 0,1225 + 280000 . 16,08 x 10-4) = 1654,42 kN Pv - Khi cọc không xuyên qua bùn hệ số uốn dọc = 1.
- Khi cọc xuyên qua bùn lúc đó ta phải kể đến ảnh hưởng của uốn dọc ltt = 5,6m Pv Tra bảng 4.2 có hệ số uốn dọc = 0,89.
b) Cọc ống
Khi ltt/d ≤ 12, Pv xác định theo công thức: Ví dụ 4.2 Xác định sức chịu tải thẳng đứng theo vật liệu của cọc ống bê tông cốt thép có đường kính ngoài 0,6m, đường kính trong 0,4m. Thép dọc gồm 1620 AII, cốt xoắn 6 AI, vòng xoắn đường kính D1 = 0,5m đặt cách nhau ở vùng giữa cọc là 0,1m. Bê tông B25. Rb = 14500 kPa fx = 3,14 . 0,0062 / 4 = 0,0000282 m2 ; tx = 0,1m, Dn = 0,52m Asx = 3,14. 0,5. 0,0000282/ 0,1 = 0,000443 m2 As = 16. 3,14. 0,0202 / 4 = 5,024. 10-3 m2 ; Fb = 3,14. (0,62 - 0,42)/ 4 = 0,15708 m2 Sức chịu tải cho phép của cọc theo độ bền của vật liệu: Pv = 1. (14500. 0,15708 + 280000. 5,024. 10-3 + 2,5. 180000. 0,000443) Pv = 3883,7 kN 191 Ví dụ 4.3 Xác định sức chịu tải cho phép chịu nén theo vật liệu của cọc nhồi bằng bê tông đường kính 0,8 m bê tông B20, sử dụng ống dịch chuyển thẳng đứng đổ bê tông theo phương pháp vữa
dâng trong dung dịch sét. Cốt thép dọc nhóm CII 1416. Đổ bê tông bằng ống dịch chuyển thẳng đứng trong dung dịch sét m1 = 0,85; m2 = 0,7 Thép nhóm CII có Rsc = 280000 kPa > 220000 kPa m1m2Rb = 0,85. 0,7 . 11500 = 6842,5 kPa > 6000 kPa Bê tông B20 có Rb = 11500 kPa +220000. )= 3633,4 kN Pv = 1.(6000. Xác định sức chịu kéo đúng tâm theo vật liệu của cọc C6-25 dài 6m, tiết diện 25x25 cm, thép dọc 414 AI bê tông B20. 192 Rs = 225000 kPa, As = 4. 3,14 .0,0142/ 4 = 6,15. 10-4 m2 Pk = 225000. 6,15. 10-4 = 138,38 kN 4.6.2. Xác định sức chịu tải của cọc theo độ bền của đất nền
4.6.2.1. Theo kết quả thí nghiệm trong phòng
a) Cọc chống
Đây là loại cọc có mũi hạ vào đá hoặc đất có môđun biến dạng E ≥ 50MPa. Cọc
hầu như không lún, tải trọng từ cọc truyền toàn bộ xuống nền đất dưới mũi cọc,
không kể tới ma sát xung quanh cọc.
Sức chịu tải cho phép của cọc chống chịu nén xác định theo công thức: Ví dụ 4.5 Xác định sức chịu tải cho phép theo đất nền của cọc nhồi bằng bê tông có đường kính 0,4m.
Cọc ngàm vào đá hn = 0,6m. Đá có cường độ chịu nén tức thời theo một trục Rn = 20000 kPa. Cường độ tính toán của đá ở chân cọc: 42857,1 kPa Sức chịu tải cho phép của cọc theo đất nền: 193 = 5382,8 kN b) Cọc ma sát
Tải trọng từ cọc ma sát không chỉ truyền xuống nền đất dưới mũi cọc mà còn
truyền vào nền đất xung quanh cọc thông qua ma sát.
Sức chịu tải trọng nén cực hạn của cọc: k + .I. L. Bo k) k + .I. L. Bo k) k - các hệ số không thứ nguyên theo bảng 4.7 - trị tính toán trung bình của trọng lượng thể tích đất nằm trên mũi cọc kN/m3 194 Bảng 4.3 Sức chống của đất R ở mũi cọc đóng và cọc ống không đổ bê tông lòng ống
(Bảng A1 TCXD 205 : 1998) Sức chống của đất ở mũi cọc đóng và cọc ống không nhồi bê tông (kPa)
Cát có độ chặt trung bình Cát sỏi Cát thô Cát vừa Cát nhỏ Cát bụi - Độ sâu hạ
mũi cọc (m) 0 0,5 0,6 7500 3000 1100 600 3 8300 3800 1250 700 4 8800 4000 1300 800 5 9700 4300 1400 850 7 10500 5000 1500 900 10 11700 2900 5600 1650 1000 15 12600
13400
14200
15000 0,1
6600
4000
6800
5100
7000
6200
7300
6900
7700
6900
8200
7500
8500
9000
9500
10000 -
Đất loại sét có độ sệt IL
0,4
0,3
0,2
2000
3100
1200
2000
2100
3200
1600
2500
2200
3400
2000
2800
2400
3700
2200
3300
2600
4000
2400
3500
4400
4000
4800
5200
5600
6000 3200
3500
3800
4100 6200
6800
7400
8000 1800
1950
2100
2250 1100
1200
1300
1400 20
25
30
35 Bảng 4.4 Ma sát bên fs (Bảng A2 TCXD 205 : 1998) Ma sát bên cọc, fs (kPa)
Của đất cát, chặt vừa - - - - - - Cát thô,
cát vừa Cát
nhỏ Cát
bụi Độ sâu
của lớp
đất (m) Của đất loại sét khi IL bằng
0,6
5
12
14
16
17
18
19
19
20
20
20
21
22 0,5
12
17
20
22
24
25
26
27
28
30
32
34
36 0,7
4
7
8
9
10
10
10
10
11
12
12
12
13 0,4
15
21
25
27
29
31
33
34
38
41
44
47
50 0,8
4
5
7
8
8
8
8
8
8
8
8
9
9 0,9
3
4
6
7
7
7
7
7
7
7
7
8
8 0,2
35
42
48
53
56
58
62
65
72
79
86
93
100 0,3
23
30
35
38
40
42
44
46
51
56
61
66
70 1
2
3
4
5
6
8
10
15
20
25
30
35 1
2
4
5
5
6
6
6
6
6
6
6
7
7 195 Chó thÝch cña b¶ng 4.3 vµ 4.4:
1) Trong nh÷ng tr êng hîp khi mµ ë b¶ng 4.3 c¸c gi¸ trÞ sè cña R tr×nh bµy ë d¹ng ph©n sè,
th× tö sè lµ cña c¸t cßn ë mÉu sè lµ cña sÐt.
2) Trong b¶ng 4.3 vµ 4.4, ®é s©u cña mòi cäc lµ ®é s©u trung b×nh cña líp ®Êt khi san nÒn
b»ng ph ¬ng ph¸p gät bá hoÆc ®¾p dµy ®Õn 3m, nªn lÊy tõ møc ®Þa h×nh tù nhiªn, cßn khi gät
bá vµ ®¾p thªm dµy tõ 310m th× lÊy tõ cèt quy íc n»m cao h¬n phÇn bÞ gät 3m hoÆc thÊp
h¬n møc®¾p 3m.
§é s©u h¹ cäc trong c¸c líp ®Êt ë vïng cã dßng ch¶y cña n íc nªn lÊy cã l u ý ®Õn kh¶ n¨ng
chóng bÞ xãi tr«i ë møc lò tÝnh to¸n.
Khi thiÕt kÕ cäc cho c¸c ® êng v ît qua hµo r·nh th× chiÒu s©u cña mòi cäc nªu ë b¶ng 4.3
nªn lÊy tõ cèt ®Þa h×nh tù nhiªn ë vÞ trÝ mãng c«ng tr×nh.
3) §èi víi c¸c gi¸ trÞ trung gian cña ®é s©u vµ chØ sè sÖt IL th× x¸c ®Þnh R vµ fs tõ b¶ng 4.3
vµ 4.4 b»ng ph ¬ng ph¸p néi suy.
4) Cho phÐp sö dông c¸c gi¸ trÞ søc chèng tÝnh to¸n, R theo b¶ng 4.3 víi ®iÒu kiÖn ®é ch«n
s©u cña cäc trong ®Êt kh«ng bÞ xãi tr«i hoÆc gät bá kh«ng nhá h¬n:
- §èi víi c«ng tr×nh thuû lîi: 4m;
- §èi víi nhµ vµ c¸c c«ng tr×nh kh¸c: 3m.
5) Khi x¸c ®Þnh ma s¸t bªn fs theo b¶ng 4.4, ®Êt nÒn ® îc chia thµnh c¸c líp nhá ®ång nhÊt
cã chiÒu dµy kh«ng qu¸ 2m
6) Ma s¸t bªn tÝnh to¸n fs cña ®Êt c¸t chÆt nªn t¨ng thªm 30% so víi gi¸ trÞ tr×nh bµy trong
b¶ng 4.4. Bảng 4.5 Các hệ số mR và mf (Bảng A3- TCXD 205 : 1998) Phương pháp hạ cọc Hệ số điều kiện làm việc của đất
được kể đến một cách độc lập với
nhau khi tính toán sức chịu tải của
cọc Dưới mũi cọc
mR Ở mặt bên cọc
mF 1,0 1,0 1,0
1,0 0,5
0,6 1,0 1,0 1,0 0,9 1. Hạ cọc đặc và cọc rỗng có bịt mũi cọc bằng búa hơi
(treo), búa máy và búa diezel
2. Hạ cọc bằng cách đóng vào lỗ khoan mồi với độ sâu
mũi cọc không nhỏ hơn 1m dưới đáy hố khoan, khi
đường kinh khoan mồi:
a. Bằng cạnh cọc vuông
b. Nhỏ hơn cạnh cọc vuông 5cm
c. Nhỏ hơn cạnh cọc vuông hoặc đường kính cọc tròn
(đối với trụ đường dây tải điện) 15cm.
3. Hạ cọc có xói nước trong đất cát với điều kiện đóng
tiếp cọc ở mét cuối cùng không xói nước
4. Rung và ép cọc vào:
a. Cát chặt vừa
- Cát thô và cát trung
- Cát nhỏ
- Cát bụi
b. Đất sét có độ sệt IL = 0.5
- Cát pha
- Sét pha 1,2
1,1
1,0
0,9
0,8 1,0
1,0
1,0
0,9
0,9 196 0,7
1,0
1,0
0,7 0,9
1,0
1,0
1,0 0,9
0,8
0,7 1,0
1,0
1,0 - Sét
c. Đất sét với độ sệt IL 0
5. Cọc rỗng hở mũi hạ bằng loại búa bất kì
a. Khi đường kính lỗ rỗng của cọc ≤ 40 cm
b. Khi đường kính lỗ rỗng của cọc > 40 cm
6. Cọc tròn rỗng, bịt mũi hạ bằng phương pháp bất kì, tới
độ sâu ≥10m, sau đó có mở rộng mũi cọc bằng cách nổ
mìn trong đất cát chặt vừa và trong đất loại sét có độ sệt
IL 0,5 khi đường kính mở rộng bằng:
a. 1,0m không phụ thuộc vào loại đất nói trên
b. 1,5m trong đất cát và cát pha
c. 1,5m trong đất sét pha và sét
Chú thích:
Hệ số mR và mf ở điểm 4 Bảng 4.5 đối với đất sét có độ sệt 0,5 > IL > 0 được xác định bằng
cách nội suy Bảng 4.6 Hệ số điều kiện làm việc của đất mf ( Bảng A5 - TCXD 205 : 1998) Hệ số điều kiện làm việc mf Loại cọc và phương pháp thi công cọc Cát Cát pha Sét pha Sét 0,8 0,8 0,8 0,7 1. Cọc chế tạo bằng cách đóng ống thép có bịt kín mũi
rồi rút dần ống thép khi đổ bê tông 2. Cọc nhồi rung ép 0,9 0,9 0,9 0,9 3. Cọc khoan nhồi có kể cả mở rộng đáy, đổ bê tông 0,7 0,7 0,7 0,6 a. Khi không có nước trong lỗ khoan (phương pháp khô
hoặc dùng ống chống) b. Dưới nước hoặc dung dịch sét 0,6 0,6 0,6 0,6 c. Hỗn hợp bê tông cứng đổ vào cọc có đầm 0,8 0,8 0,8 0,7 4. Cọc ống hạ bằng rung có lấy đất ra 1,0 0,9 0,7 0,6 5. Cọc trụ 0,7 0,7 0,7 0,6 0,8 0,8 0,8 0,7 0,8 0,9 0,8 0,8 6. Cọc khoan nhồi, cọc có lỗ tròn ở giữa, không có
nước trong lỗ khoan bằng cách dùng lõi rung
7. Cọc khoan phun chế tạo ống chống hoặc bơm hỗn
hợp bê tông với áp lực 2 - 4 atm Bảng 4.7 Các hệ số Ao k, Bo k, và khi các trị tính toán góc ma sát trong của đất Các hệ số Ao Kí hiệu các hệ số Ao
k
Bo
k 4
5
7,5 23
9,5
18,6
0,78
0,75
0,68 25
12,8
24,8
0,79
0,76
0,7 27
17,3
32,8
0,8
0,77
0,7 29
24,4
45,5
0,82
0,79
0,74 1 , độ
31
34,6
64
0,84
0,81
0,76 33
48,6
87,6
0,85
0,82
0,78 35
71,3
127
0,85
0,83
0,8 37
108
185
0,86
0,84
0,82 39
163
260
0,87
0,85
0,84 197 khi
L/dp = khi dp 10
12,5
15
17,5
20
22,5
25
≤0,8m
<4m 0,62
0,58
0,55
0,51
0,49
0,46
0,44
0,31
0,25 0,67
0,63
0,61
0,58
0,57
0,55
0,54
0,31
0,21 0,67
0,63
0,61
0,58
0,57
0,55
0,54
0,29
0,23 0,7
0,67
0,65
0,62
0,61
0,6
0,59
0,27
0,22 0,73
0,7
0,68
0,66
0,65
0,64
0,63
0,26
0,21 0,75
0,73
0,71
0,69
0,68
0,67
0,67
0,25
0,20 0,77
0,75
0,73
0,72
0,72
0,71
0,7
0,24
0,19 0,79
0,7
0,76
0,75
0,75
0,74
0,74
0,28
0,18 0,81
0,80
0,79
0,78
0,78
0,77
0,77
0,28
0,17 Bảng 4.8 Sức chống của đất ở mũi cọc R (Bảng A7 - TCXD 205 : 1998) 0 0,6 0,2 0,5 0,1 Sức chống của đất R(kPa) ở mũi cọc nhồi có và không mở rộng đáy, cọc trụ
và cọc ống hạ có lấy đất và nhồi bê tông vào ruột ống, đất sét có khi đất dính
có chỉ số độ sệt IL bằng
0,4
0,3 750
850
1000
1200
1400
1650
1900
2400
3000
4000 650
150
850
1050
1250
1500
1700
1900
2600
3500 850
1000
1150
1350
1550
1800
2100
2300
2300
4500 500
650
750
950
1100
1300
1500
1650
2300
3000 250
250
450
600
700
800
950
1050
-
- 300
400
500
700
800
1000
1150
1250
-
- 100
500
600
800
950
1000
1300
1450
2000
2500 Chiều sâu
đặt mũi cọc
h, m
3
5
7
10
12
15
18
20
30
40
Chú thích:
Đối với móng của mố cầu, các giá trị R , trình bày ở bảng A.7 nên:
- Tăng lên (Khi mố cầu nằm trong vùng nước) một đại lượng bằng 1,5 (hhn) trong đó:
n - trọng lượng riêng của nước, 10 kN/m3;
hn - chiều cao của cột nước, m, kể từ mức nước mùa khô đến mức bào xói ở cơn lũ tính
toán
- Giảm đi khi hệ số rỗng của đất e > 0,6; lúc này giá trị của R trong bảng A.7 phải nhân với
hệ số giảm thấp m xác định bằng nội suy giữa các giá trị m = 1 khi e = 0,6 và m = 0,6 khi e
= 1,1 Ví dụ 4.6
Xác định sức chịu tải chịu nén cho phép theo đất nền của cọc C8-30 như trong hình dưới, cọc
được hạ bằng búa diesel. Lớp cát hạt trung chặt vừa chưa gặp đáy trong phạm vi lỗ khoan
18m kể từ mặt đất tự nhiên.
Để tính toán ma sát mặt bên cọc chia đất xung quang cọc thành các lớp dày nhỏ hơn 2m. Loại đất IL hoặc
độ chặt fsi
(kPa) fsi.li
(kN/m) chiều dày
hi (m) độ sâu
zi (m) sét 1,5 2,25 4,5 6,75 IL = 0,9 cát pha 2 4 8 16 IL = 0,8 198 sét pha 1,5 5,75 10 15 IL = 0,7 2 7,5 61 122 cát trung chặt vừa 1 63,5 63,5 Tổng cộng : 9
(kN/m) 223,25 Sức chống của đất ở mũi cọc với độ sâu H = 9,5m (kể từ cốt thiên nhiên đến chân cọc) tra
Bảng 4.3 đối với cát hạt trung chặt vừa, ta có R = 3950kPa.
Các hệ số m = 1 ; mR =1 ; mfs = 1
Theo công thức (4.9), sức chịu tải cực hạn của cọc theo đất nền:
Pu = 1.(1. 3950.0,3.0,3+ 4.0,3.223,25) = 623,4 kN
Sức chịu tải trọng nén cho phép của cọc theo đất nền: Pđ = 623,4/1,4 = 445,28 kN Hình 4.10 Xác định sức chịu tải theo kết quả thí nghiệm trong phòng Ví dụ 4.7
Xác định chịu tải trọng nén cho phép theo đất nền của cọc nhồi đường kính 0,8m. Cọc nhồi
được đổ bê tông trong hố khô. Tôn nền 0,45m so với cốt tự nhiên. Lớp sét phía dưới chưa kết
thúc trong phạm vi lỗ khoan.
Để tính toán ma sát mặt bên cọc chia đất xung quang cọc thành các lớp dày nhỏ hơn 2m. Loại đất mfsi IL hoặc
độ chặt fsi
(kPa) mfsi.fsi.li
(kN/m) chiều dày
hi (m) độ sâu
zi (m) 2 2,6 13,2 18,48 sét pha 0,7 IL = 0,6 2 4,6 16,6 23,24 2 6,6 59,2 71,04 sét 2 8,6 62,9 0,6 IL = 0,2 75,48 2 10,6 65,8 78,96 199 Tổng cộng : (kN/m) 267,2
Mũi cọc hạ vào sét có IL = 0,2 tra Bảng 4.3 với H = 11,6m có R = 5192 kPa. m2 Hệ số mR = 1, tiết diện cọc Chu vi tiết diện ngang cọc Theo công thức (4.9), chịu tải trọng nén cực hạn của cọc theo đất nền: Pu = 1. (1.5192. 0,5026 + 2,512.267,2) Pu = 3280,71 kN. Chịu tải trọng nén cho phép của cọc theo đất nền: Pđ = 3280,71 /1,4 = 2343,35 kN 200 Bảng 4.9 Hệ số điều kiện làm việc của cọc vít Hệ số điều kiện làm việc của cọc vít khi tải trọng Loại đất 1. Sét và sét pha
a- Cứng, nửa cứng và dẻo cứng
b- Dẻo mềm
c- Dẻo chảy
2. Cát và cát pha
a. Cát ít ẩm và cát pha cứng
b. Cát ẩm và cát pha dẻo
c. Cát bão hòa và cát chảy Nén
0,8
0,8
0,7
0,8
0,7
0,6 Nhổ
0,7
0,7
0,6
0,7
0,6
0,5 Thay đổi dấu
0,7
0,6
0,4
0,5
0,4
0,3 Bảng 4.10 Bảng hệ số A và B Hệ số Trị tính toán thứ nhất của góc ma sát trong
(độ) của đất trong vùng làm việc
13
15
16 A
7,8
8,4
9,4 B
2,8
3,3
3,8 201 18
20
22
24
26
28
30
32
34 10,1
12,0
15,0
18,0
23,1
29,5
38,0
48,4
64,9 4,5
5,5
7,0
9,2
12,3
16,5
22,5
31,0
44,4 Chú thích:
1. Khi xác định sức mang tải của cọc vít chịu lực ép, các đặc trưng của đất ở bảng 4.10 là
thuộc về đất nằm phía dưới cánh, còn khi cọc chịu tải trọng nhổ - tính theo đất ở phía trên
cánh cọc.
2. Chiều sâu của cánh so với cốt san nền không được bé hơn 5D ở đất sét và không bé hơn 6D
ở đất cát (ở đây D - đường kính cánh cọc). Ví dụ 4.8 Xác định sức chịu tải trọng nén thẳng đứng theo đất nền của cọc vít như hình vẽ dưới, cọc có
đường kính thân 0,24m, đường kính cánh 0,9m. Lớp cát pha có IL = 1,0, = 16,79 kN/m3 Lớp sét pha có IL = 0,5 ; = 18o, cI = 22 kPa, = 17,5 kN/m3 Để tính toán sức kháng ma sát mặt bên cọc chia đất xung quang cọc thành các lớp có bề dày nhỏ hơn 2m. Loại đất IL hoặc
độ chặt fsi
(kPa) fsi.hi
(kN/m) chiều dày
hi (m) độ sâu
zi (m) 2 1 2 4 cát pha 2 3 5 10 IL = 1,0 1 4,5 5,5 5,5 sét pha 1,2 5,6 24,6 29,52 IL = 0,5 fs(L-D) = 49,02 202 Hình 4.12 Xác định sức chịu tải của cọc vít Với sét pha dẻo mềm, tra Bảng 4.9 ta có m = 0,8 Với = 18o tra Bảng 4.10 ta có A = 10,1; B = 4,5 Diện tích của phần cánh : m2 Chu vi tiết diện ngang của thân cọc u= d = 3,14 . 0,24 = 0,7536m Ứng suất đứng trong nền tại độ sâu mũi cọc .h = 16,79.5 + 17,5.(1,2 + 0,9) = 120,7 kPa Theo công thức (4.13), sức chịu tải trọng nén cực hạn của cọc theo đất nền: Pu,đ = 0,8.[(10,1.22 + 4,5.120,7).0,63585 + 0,7536.49,02] = 418,87 kN Sức chịu tải trọng nén cho phép của cọc theo đất nền: Pđ = 418,87/1,4 = 299,2 kN Ví dụ 4.9 Xác định sức chịu tải trọng nhổ của cọc vít với các điều kiện như trong ví dụ 9. Tra bảng ta có hệ số m = 0,7 (cọc cắm qua đất sét pha ở trạng thái dẻo mềm chịu lực nhổ). Diện tích riêng phần cánh cọc (không kể diện tích tiết diện ngang thân cọc) hay = 0,590634cm2 203 Theo công thức (4.13), sức chịu tải trọng nhổ cực hạn của cọc: = 0,7. [(10,1.62 + 4,5.120,7).0,590634 + 0,7536.49,02] = 509,32 kN Sức chịu tải trọng nhổ cho phép của cọc: = 509,32/1,4 = 363,8 kN 204 = 300: cọc hạ bằng phương pháp ép tĩnh
Np = 35: mũi cọc hạ vào cát trung có N30 = 35
Ap = 0,3.0,3 = 0,09 m2
u = 4.0,3 = 1,2 m
Sức chịu tải cho phép của cọc theo đất nền: = 563 kPa PSPT = cọc xuyên qua cả đất dính và rời Ví dụ 4.11
Đề bài tương tự Ví dụ 4.10 chỉ thay đổi điều kiện địa chất lớp 2 sét pha thay bằng cát bụi có
N30 = 12.
Giải: 205 Sử dụng công thức của Meyerhof: (kN) Cọc hạ bằng phương pháp ép tĩnh: K1 = 400, K2 = 2
Np = 35: mũi cọc hạ vào cát trung có N30 = 35
Ap = 0,3.0,3 = 0,09 m2
u = 4.0,3 = 1,2 m
Sức chịu tải cho phép của cọc theo đất nền: = 652 ÷ 978 kN b) Thí nghiệm xuyên tĩnh CPT
Xuyên tĩnh là dùng kích ép một chiếc cọc tròn thu nhỏ bằng kim loại gồm
cần xuyên là ống kim loại thành dày và chùy xuyên với tốc độ không đổi khoảng
2cm/sec. Chùy xuyên gồm mũi hình nón (côn) có góc ở đỉnh thường là 60o
đường kính 35,7mm có cơ cấu để đo lực cản mũi xuyên và có thể có măng xông
để đo ma sát cũng như có thể đo được áp lực nước lỗ rỗng trong đất.
Theo 20TCN 174-89:
Ptc = Pmũi + Pxq
Pmũi = qp.Ap - sức cản phá hoại mũi cọc 206 207 Bảng 4.11 Giá trị hệ số k và theo M. Bustamante et L. Gianselli Giá trị cực đại qp (kPa) Hệ số Hệ số k Cọc nhồi Cọc đóng Cọc nhồi Cọc đóng Loại đất qc (***)
(kPa) Cọc
nhồi Cọc
đóng Thành
ống thép Thành
bê tông Thành
ống thép Thành
bê tông Thành
ống thép Thành
bê tông Thành
ống thép Thành
bê
tông Đất loại sét chảy, bùn < 2000 0,4 0,5 30 30 30 15 15 15 15 30 Đất loại sét cứng, vừa 2000-5000 0,35 0,45 80 40 80 35 40 > 5000 0,45 0,55 120 60 120 35 60 Đất loại sét cứng đến rất
cứng (80)
35
(80)
35 (80)
35
(80)
35 (80)
35
(80)
35 Cát ít chặt 0-2500 0,4 0,5 120 35 35 35 35 (60)
80 Cát chặt vừa 2500-10000 0,4 0,5 100 80 (60)**
120
(100)
180 Cát chặt đến rất chặt > 10000 0,3 0,4 150 120 150 Đá phấn, mềm > 5000 0,2 03 (200)
180
(300)
200
120 100 (120)
60
(200)
250
(300)
200
120 35 100 Đá phong hóa, mảnh vụn > 5000 0,2 0,4 80 60 80 120 60 (120)
80
(150)
120
35
(150)
120 (80)
35
(120)
80
35
(120)
80 (120)
80
(150)
120
35
(150)
120 Ghi chú: * Cần thận trọng khi lấy giá trị ma sát thành cọc của đất sét yếu mềm và bùn, vì dễ xảy ra ma sát âm ngay cả khi ta tác dụng một tải trọng nhỏ,
hoặc ngay cả tải trọng bản thân của đất ** Các giá trị trong ngoặc có thể sử dụng khi: Đối với cọc nhồi, vách hố được giữ tốt, khi thi công không gây phá hoại vách hố và nhồi bê tông
cọc đạt chất lượng cao Đối với cọc đóng có tác dụng làm chặt đất khi hạ cọc *** Giá trị sức cản mũi côn nêu trong bảng này là tương ứng với mũi côn đơn giản 208 Ví dụ 4.12
Dự tính sức chịu tải theo nền đất của cọc BTCT tiết diện 30x30, dài 16m, được ép tĩnh vào nền.
Cọc xuyên qua 4 lớp đất như hình vẽ: Loại đất k qc
(kPa) qsi
(kPa) qsi.li
(kN/m) chiều dày
hi (m) sét pha
sét
cát pha
cát trung 1800
600
2100
4000 30
30
40
100 60
20
52,5
40 3
5
5
2 180
100
262,5
80 0,5
Tổng cộng : 622,5 0,5 .4000 .0,3.0,3 + 4.0,3.622,5 Sức chịu tải cực hạn: Pu = Pmũi + Pxq = k.qc.Ap + u = 180 + 747 = 927 kN Sức chịu tải cho phép: = = 433,5 kN 4.6.2.3. Xác định sức chịu tải cọc kể đến ma sát âm
Khi tính toán sức chịu tải của cọc cần chú ý đến hiện tượng ma sát âm (ma
sát tác dụng cùng chiều với chiều tác dụng của tải trọng ngoài lên cọc) xuất hiện 179 180 Ví dụ 4.13 Xác định sức chịu tải của cọc đóng C9- 30 theo cường độ của đất nền như trên hình dưới. Đất
đắp là cát nhỏ đầm đến chặt vừa. Hình 4.16 Sức chịu tải của cọc khi có ma sát âm Chiều cao đắp 2m, đối với đất đắp và sét pha, lấy fs = 0,4 trị số trong bảng 4.4 với dấu âm, còn
đối với than bùn lấy fs = -5kPa. Để tính toán sức kháng ma sát mặt bên cọc chia đất xung quang cọc thành các lớp có bề dày nhỏ hơn 2m. Loại đất fsi (kPa) fsi.li
(kN/m) độ sâu
zi (m) chiều dày
hi (m) IL hoặc
độ chặt chặt vừa 1,65 -0,4.27,55 = -11,02 0,7 -7,71 đất đắp
cát nhỏ
sét pha
than bùn IL = 0,6 sét pha IL = 0,3 cát trung chặt vừa 1
4
5,5
7 2
1
2
1
2 -4
-5
76
41
120 Tổng cộng : -0,4.5= -2
-5
38
41
60
(kN/m) 220,29 181 Chiều cao đất đắp < 3m do đó sức kháng ma sát mặt bên cọc fs trong phạm vi đất tự nhiên tra
bảng theo chiều sâu kể từ mặt đất tự nhiên. Trong phạm vi đất đắp fs tra theo chiều sâu kể từ
mặt đất đắp. Ứng với độ sâu H= 8m, tra Bảng 4.3 với cát hạt trung chặt vừa R = 3800 kPa Sức chịu tải cực hạn của cọc theo đất nền: Pu = 1 (1.3800. 0,3.0,3 + 4.0,3. 220,29) = 606,35 kN Sức chịu tải cho phép của cọc theo đất nền: Pđ = 606,35/1,4 = 433,1 kN 182 Bảng 4.12 Hệ số M Loại đất dưới mũi cọc Hệ số M 1,3
1.2 1. Sỏi sạn có chất lấp nhét cát
2. Cát thô vừa, chặt trung bình và cát pha
cứng
3. Cát mịn chặt trung bình 1,1 4. Cát bụi chặt trung bình 1,0 183 5. Cát pha dẻo, sét pha và sét cứng 0,9 6. Sét pha và sét nửa cứng 0,8 7. Á sét và sét khô dẻo 0,7 Chú thích:
Trong cát chặt, giá trị của hệ số M nói ở điểm 2,3,4 nên tăng lên 60% còn
khi có tài liệu xuyên tĩnh - tăng 100%. Bảng 4.13 Năng lượng tính toán của va đập búa p Kiểu búa p, Tm 1. Búa treo hoặc tác dụng đơn động
2. Búa đi-e-zen ống QH
0,9QH 3. Búa đi-ê-zen cần va đập đơn 0,4QH Q(H - h) 4. Búa đi-ê-zen khi đóng kiểm tra lại bằng va
đập đơn Chú thích:
Ở điểm 4,h - chiều cao nẩy đầu tiên phần va đập của búa diesel do đệm không
khí gây ra, xác định theo thước đo, m. Để tính toán sơ bộ cho phép lấy h = 0,6m
đối với búa kiểu cột và h = 0,4m đối với búa kiểu ống. Bảng 4.14 Năng lượng tính toán p của búa rung 30 10 20 40 50 60 70 80 4,5 9 13 17,5 22 26 34 35 Lực kích thích của máy rung, T
Năng lượng tính toán tương đương
va đập của máy rung p , Tm Hiện tượng chối giả:
Nếu sau khi vừa đóng cọc xong mà tiến hành thí nghiệm ngay thì kết quả độ chối
đo được sẽ khác với độ chối thật.
- Đối với đất sét: Khi đóng cọc tải trọng truyền xuống đất sét, nước trong lỗ rỗng
thoát ra ngoài rất chậm do đất sét tính thấm kém, cột áp gây ra trong nước lỗ rỗng
khi chịu tải trọng động sẽ làm cho đất sét xung quanh cọc đóng một phạm vi nào
đó bị phá vỡ kết cấu, dưới tác dụng của áp lực, nước bị nén thoát ra và chảy dọc
theo thân cọc làm rửa trôi và nhão đất, lúc đó đất xung quanh cọc đóng vai trò bôi
trơn. Dưới chân cọc tạo thành túi đất bị vụn nát và chảy nhão. Sau một thời gian
nghỉ, đất ở xung quanh và mũi cọc trở về trạng thái ổn định, khả năng chịu tải của
cọc tăng lên, độ chối giảm.
- Đối với đất cát: độ chối giả bé hơn độ chối thật vì khi đóng, cát dưới chân và
xung quanh cọc bị lèn chặt cản trở sự hạ cọc. Sau một thời gian nghỉ, đất ở xung
quanh và mũi cọc trở về trạng thái ổn định, khả năng chịu tải của cọc giảm đi, độ
chối tăng lên.
Quy trình: với đất cát: nghỉ ít nhất 1 tuần, với đất sét: nghỉ ít nhất là hai tuần
Cách chọn búa đóng cọc: 184 = 73,26 T = 732,6 kN Pu
Đây chính là giá trị bé nhất của tải trọng giới hạn của 4 cọc thử.
Sức chịu tải cho phép của cọc theo kết quả của thí nghiệm thử động: = =732,6 kN Nhận xét về phương pháp thí nghiệm thử tải trọng động: lý thuyết xây dựng của phương pháp
này không phù hợp trạng thái làm việc của cọc tuy nhiên phương pháp này tiến hành rất nhanh,
rẻ, có thể tiến hành trên nhiều cọc trên mặt bằng xây dựng. Đặc biệt nếu có nhiều số liệu tin cậy
sẽ tiến hành thống kê hoặc thay bằng nén tĩnh. Thực hiện nhiều thí nghiệm động sẽ cho kết quả
đủ tin cậy với thời gian nhanh và giá thành rẻ
4.6.3.3. Phương pháp thử bằng tải trọng tĩnh
Sức chịu tải thu được bằng phương pháp thử tải trọng tĩnh sẽ phản ánh đúng
hơn khả năng làm việc của cọc (cho kết quả chính xác nhất tuy nhiên giá thành
khá cao).Phương pháp thử tĩnh cho phép ta xác định sức chịu nhổ, lực ngang.
Theo TCXD 269:2002, số lượng cọc thí nghiệm do thiết kế quy định tùy
theo mức độ quan trọng của công trình, mức độ phức tạp của điều kiện đất nền,
kinh nghiệm thiết kế, chủng loại cọc sử dụng và chất lượng thi công cọc trong
hiện trường, thông thường được lấy bằng 1% tổng số cọc của công trình nhưng
trong mọi trường hợp không ít hơn 2 cọc. 185 Hình 4.17 Biểu đồ quan hệ P-S và T-S trong thí nghiệm tải trọng tĩnh Ví dụ 4.15
Hãy xác định tải trọng giới hạn lên cọc và tải trọng cho phép theo TCVN biết:
Độ lún cho phép của công trình là Sgh = 8 mm
Kết quả thí nghiệm nén tĩnh cọc BTCT tiết diện 30x30cm cho ở bảng: P (tấn) 10 20 30 40 50 60 70 80 90 S (mm) 2,00 3,6 5,9 8,9 12,9 17,9 24,5 31,3 39,8 186 Dựa vào kết quả của thí nghiệm, ta xây dựng quan hệ S = f(P) Hình 4.18 Quan hệ chuyển vị đầu cọc và lực tác dụng Tính độ lún giới hạn khi thử cọc: = 0,2Sgh = 0,2.8 = 1,6 cm = 16 mm
Ứng với độ lún S= 16mm Pu = 56 T Chuyển vị hộp Chuyển vị hộp Sức chịu tải cho phép của cọc : = =56 T = 560 kN Chuyển vị
mũi cọc Chuyển vị
đầu cọc Chuyển vị
đầu cọc Hộp tải trọng a) b) Hình 4.19 Sơ đồ bố trí thiết bị và chất tải theo phương pháp thử tĩnh bằng hộp Osterberg
a) Trước khi chất tải ; b) Chất tải bằng hộp Osterberg 187 ) m
c
(
ị
v n
ể
y
u
h
C Hình 4.20 Các biểu đồ tải trọng-chuyển vị (trường hợp ma sát mặ bên cọc đạt giới hạn trước) 188 ) m
c
(
ị
v n
ể
y
u
h
C Tải trọng (T) Hình 4.21 Biểu đồ tải trọng- chuyển vị đầu cọc tương đương ) m
c
(
ị
v n
ể
y
u
h
C (trường hợp sức chống của đất dưới mũi cọc đạt giới hạn trước) 189 ) m
c
(
ị
v n
ể
y
u
h
C Tải trọng (T) Hình 4.23 Biểu đồ tải trọng- chuyển vị đầu cọc tương đương Cọc thẳng Cọc xiên một phương Cọc xiên hai phương Phối hợp Hình 4.24 Các cách bố trí cọc trong đài 190 Hình 4.25 Một số cách bố trí cọc trên mặt bằng (cọc ma sát) 191 192 Hình 4.26 Chọn sơ bộ chiều cao đài 193 194 ma sát ma sát ma sát bề mặt
khối móng bề mặt
khối móng sức kháng
mũi sức kháng
mũi a) c) b) sức kháng
mũi Hình 4.27 Kiểm tra ổn định nền dưới mũi cọc 195 196 a) c) 197 198 Hình 4.29 Biểu đồ dùng xác định o 199 Bảng 4.15 Trị số k (0 - 0,2) B (0,2 -0,4) B (0,4 - 0,6)B (0,6 - 0,8)B (0,8 - 1) B 1 0,85 0,6 0,5 0,4 Độ sâu của đáy lớp
(Phần lẻ của B)
ki a) b) a) chọc thủng của cột, b) chọc thủng của cọc góc Hình 4.30 Kiểm tra chọc thủng đài 200 201 Ví dụ 4.17
Xác định tải trọng lớn nhất tác dụng lên cọc trong móng
cọc đài thấp được thiết kế tiếp nhận tải trọng tác dụng tại mặt đỉnh móng: N =2500kN, M =150kNm, Q =100kN, biết số cọc là 12 tiết diện cọc 30x30 bố trí như hình vẽ. Đài chôn sâu 2m. Xác định lực truyền xuống
các cọc trong đài. Kiểm tra chiều cao đài nếu dự kiến
chiều cao của đài cọc là 0,85m, chiều cao làm việc của đài
ho = 0,7m , kích thước cột 0,4x0,5m bê tông đài cọc B20
có Rbt = 880kPa.
Tải trọng tính toán tại đáy đài: = 2500 + 1,1.20.1,5.(3,5.2,3) = 2765,7 kN = 150 + 100.0,85 = 235 kNm Lực truyền lên các cọc: 253 kN ; 208 kN 239,5 kN ; 221,5 kN Kiểm tra chọc thủng của cột đối với đài: 202 Hình 4.32 Kiểm tra chọc thủng của cột đối với đài Kiểm tra chọc thủng do các cọc gây ra: Lực chọc thủng: P = = 3(208+221,5 +239,5 +253) = 2766 kN c1 = 1,2/2 - d/2 - lc/2 = 0,6 - 0,15 - 0,25 = 0,2m
c1 = 0,2m < 0,5ho = 0,35m 1=3,35 c2 = 0,9 - d/2 - bc/2 = 0,9 - 0,15 - 0,2 = 0,55m
0,5ho = 0,35m = 2,42 = [3,35.(0,4+0,55) + 2,42.(0,5+0,2)].0,7.880 = 3003,9 kN gây ra: Khả năng chống chọc thủng :
cth =
P = 2766 kN < cth = 3003,9 kN
Đạt
Kiểm tra chọc thủng do các cọc Lực chọc thủng: P =3P1 + 2P2 + 2P3 + 3P4 = 3.208+2.221,5 +2.239,5 +3.253 = 2305 kN c1 = 0,9 + 1,2/2 - d/2 - lc/2 = 0,9+ 0,6 - 0,15 - 0,25 = 1,1m
c1 = 1,1m > ho = 0,7m 1=2,12 c2 = 0,55m = [2,12.(0,4+0,55) + 2,42(0,5+1,1)].0,7.880 = 3625,8 kN 2= 2,42
Khả năng chống chọc thủng :
cth =
P = 2305 kN < cth = 3625,8 kN
Đạt
Kiểm tra chọc thủng cọc ở góc:
Lực chọc thủng: P =P3 + P4 = 239,5 +253 = 492,5 kN b1 = l/2 - lc/2 = 3,5/2 - 0,25 = 1,5m
c1 = 0,2m < 0,5ho = 0,35m 1=3,35 b2 = d/2 + 0,25 = 0,15 + 0,25 = 0,4m
0,5ho = 0,35m 2= 2,42
Khả năng chống chọc thủng : 203 = 0,5.[3,35.(0,4+0,5.0,55) + 2,42(0,5+0,5.0,2)].0,7.880 = 1143,6 kN cth =
P = 492,5 kN < cth = 1143,6 kN
Đạt Hình 4.33 Kiểm tra chọc thủng cọc ở góc Hình 4.34 Kiểm tra tiết diện nghiêng Kiểm tra điều kiện cường độ trên tiết diện nghiêng theo lực cắt:
Kiểm tra mặt 1-1:
Lực cắt: Q =3(P3 + P4)= 3.(239,5 +253) = 1477,5 kN c = 0,2m < 0,5ho = 0,35m = 1,56.2,3.0,7.880 = 2210,2 kN c= =1,56
Khả năng chống cắt :
Q =1477,5 kN < c = 2210,2 kN
Đạt
Kiểm tra mặt 2-2:
Lực cắt: Q =3P4= 3.253 = 759 kN = 0,63.2,3.0,7.880 = 892,5 kN c= c1 = 1,1m > ho = 0,7m
=ho/c = 0,7/1,1 = 0,63
Khả năng chống cắt :
Q =759 kN < c = 892,5 kN
Đạt. Vậy chiều cao đài đảm bảo.
4.13. Tính toán và bố trí cốt thép đài
Quan niệm đài như dầm công sơn ngàm tại tiết diện mép chân cột, bị uốn bởi
phản lực các cọc. Diện tích cốt thép yêu cầu được tính từ trị số mô men tại mặt
ngàm theo công thức: 204 ; . Mặt đất ngoài nhà ở cos-0,45m, đỉnh sàn tầng hầm ở cos- 3,15m, sàn dày 0,2m. Mực nước ngầm cách mặt đất tự nhiên 4m.
Bảng số liệu địa chất tổng hợp: w đn Lớp Loại đất ( ) ( ) cII
(kPa) E
(kPa) qc
(kPa) II
(o) IL Chiều
dày
( m ) 2
5
3 1
2
3
4 Trồng trọt
Cát pha dẻo
Sét pha dẻo mềm
Cát nhỏ chặt vừa > 10 17
18,3
18,4
18,7 8,3
8,7
11,2 0.8
0.6 15
17
30 12
19 7800
10000
16000 1200
1500
5200 Bước 1: Chọn chiều sâu chôn đài
Đỉnh đài trùng đỉnh sàn, chọn sơ bộ chiều cao đài hđ = 0,7m đáy đài ở cos-3,85m.
Bước 2: Chọn chiều dài, tiết diện cọc
Chọn cọc C12-25 gồm 2 đoạn 6m, tiết diện 25x25cm.
Thép dọc chịu lực 414 C-II, bê tông B20. Cọc được ngàm vào đài bằng cách phá vỡ bêtông
đầu cọc cho trơ cốt thép dọc một đoạn 300mm> 20 = 20.14 = 280mm và ngàm thêm phần đầu
cọc chưa bị phá bêtông một đoạn 150 mm.
Chiều dài cọc làm việc: lclv = l – lngàm = 12 – ( 0,3+ 0,15 ) = 11,55 m 205 Cos mũi cọc: - (11,55+ 3,85) = - 15,4 m
Cọc cắm vào lớp cát nhỏ: 15,4 – 10,45 = 4,95 m
Bước 3: Xác định sức chịu tải của cọc đơn
Sức chịu tải của cọc theo vật liệu làm cọc: Ab = 0,25 0,25 = 0,0625 m2
As = 4 1,539 = 6,16 cm2 = 6,158.10-4 m2 Cọc không xuyên qua đất sét yếu, bùn, than bùn nên =1.
Bê tông cọc B20, Rb =11,5.103 kPa, thép cọc C-II, Rsc =28.104 kPa
Sức chịu tải của cọc theo đất nền Pđn = min(Pđ, PX)
Sức chịu tải cực hạn của cọc theo thí nghiệm trong phòng: Chia các lớp đất cọc xuyên qua thành các phân lớp nhỏ có chiều dày ≤ 2m. Hình 4.28 Loại đất Trạng thái STT
lớp fsi
( kPa ) fsi.hi
( kN/m ) chiều dày
hi ( m ) độ sâu
zi ( m ) 1,6 4,2 1 8,0 12,8 cát pha IL = 0,8 2 6 2 8,0 16,0 2 8 3 19,0 38,0 sét pha IL = 0,6 1 9,5 4 19,0 19,0 2 11 5 47,0 94,0 cát nhỏ chặt vừa 2 13 6 49,0 98,0 0,95 14,5 7 50,5 Tổng cộng : (kN/m) 48,0
325,8 Pđ = Pu/1,4 = 507,8/1,4 = 362,7 kN Cọc ép, d 0,8m nên m = 1, mR = 1, mfi = 1
Cọc ép, mũi cọc hạ vào đất cát bụi chặt vừa, độ sâu hạ mũi cọc 14,95m, tra Bảng 4.3 được R =
2897 kPa.
Pu = 1.(1.2897.0,252 + 4.0,25.325,8) = 507,8 kN
Sức chịu tải cho phép của cọc theo thí nghiệm trong phòng: 206 Hình 4.35 Xác định sức chịu tải cọc theo thí nghiệm trong phòng Sức chịu tải cho phép của cọc theo thí nghiệm xuyên tĩnh: Pmũi = qp.Ap = 2600.0,252 = 162,5 kN Cọc hạ bằng ép tĩnh, mũi cọc hạ vào cát nhỏ có qc = 5200 kPa tra Bảng 4.11 có k = 0,5.
qp = k.qc = 0,5.5200 = 2600 kPa Loại đất i Chiều dày hi
(m) qci
( kPa ) qsi
( kPa ) qsi.hi
( kN/m ) cát pha 3,6 1200 30 40 144 sét pha 3 1500 30 50 150 cát nhỏ 4,95 5200 100 52 257,4 Tổng cộng : (kN/m) 551,4 207 = 4.0,25.551,4 = 551,4 kN = 330 kN Sức chịu tải của cọc theo đất nền: Pđn = min(Pđ, PX) = min(362,7 ; 330) = 330 kN Pc = min(Pđn, Pv) = min(330 ; 891,17) = 330 kN Sức chịu tải tính toán của cọc:
Bước 4: Xác định số lượng cọc và bố trí cọc
Áp lực tính toán giả định tác dụng lên đáy đài do phản lực đầu cọc gây ra: = 587 kPa Diện tích sơ bộ đáy đài : = 1,7 m2 m) ( Trọng lượng sơ bộ của đài và đất trên đài: = 1,1.1,7.2,1.20 = 79 kN Lực dọc tính toán (sơ bộ) tại đáy đài: 900 + 79 = 979 kN Số lượng cọc sơ bộ là : = 4,15 cọc Hình 4.36 Bố trí cọc trong đài Chọn 5 cọc, bố trí như hình vẽ.
Trọng lượng bê tông đài: = 1,1.1,7.1,2.25 = 56,1 kN Mép ngoài tường tầm hầm trùng với mép ngoài cột, đất lấp hố móng có đl=18 kN/m3 trọng
lượng đất lấp trên đài: = 1,2.(1,2.0,6).(3,15-0,45).18 = 42 kN = 0,6 m) ( Trọng lượng của đài và đất trên đài: = 900 + 56,1 + 42 = 998,1 kN Mômen tại đáy đài: =180 + 108.0,7 + 42.0,55 = 278,7 kNm = 0,55 m) ( Lực truyền xuống các cọc biên: 208 = 306,8 kN = 92,4 kN > 0 các cọc trong đài không chịu lực nhổ. Trọng lượng tính toán của cọc kể từ đáy đài: = n.A. = 1,1.0,252(0,6.25 + 10,95.15 ) = 12,32 kN Kiểm tra điều kiện lực truyền lên cọc biên: + = 306,8 + 12,32 = 319,1 kN < Pc = 330 kN Đạt. = 3,3% Xét Vậy tận dụng được khả năng chịu tải của cọc, số lượng cọc đã chọn là hợp lý.
Bước 5: Kiểm tra nền móng cọc theo TTGH 2
Theo TCXD 205 : 1998, kết cấu khung bê tông cốt thép cần khống chế lún theo hai điều kiện:
- Độ lún tuyệt đối lớn nhất với Sgh = 8 cm
- Độ lún lệch tương đối với Sgh = 0,002
Tổng tải trọng tiêu chuẩn tác dụng tại đỉnh móng: kN kNm kN Góc ma sát trong trung bình của đất trong phạm vi chiều dài làm việc của cọc: = 21,95o = 5,49o Kích thước đáy khối móng quy ước qui ước:
LM = L + 2lclv.tg = (2.0,65+0,25) + 2.11,55.tg(5,49o) = 3,76 m
BM = B + 2lclv.tg = (2.0,4 + 0,25) + 2.11,55.tg(5,49o) = 3,26 m
Trọng lượng khối đất lấp trong phạm vi 2,7m từ mặt nền tự nhiên đến đỉnh đài: = 1,63.3,26.18.2,7 = 258,3 kN = 1,63 m) ( Trọng lượng đài và đất trong phạm vi chiều cao đài: = 3,76 .3,26.20.0,7 = 171.6 kN 209 Cọc ép là cọc chiếm chỗ chỉ làm giảm thể tích khối đất mà không làm tổng trọng lượng khối đất
trong phạm vi khối móng quy ước thay đổi Trọng lượng của đất trong phạm vi từ đáy đài
đến chân cọc: = 3,76 .3,26.(0,6.18.3 + 3.8,3 + 3.8,7 + 4,95.11,2) = 1439,3 kN Tổng trọng lượng các cọc trong phạm vi khối móng quy ước: = 5.0,252(0,6.25 + 10,95.15 ) = 56 kN = 750 + 258,3 + 171.6 + 1439,3 +56 = 2675,2 kN Tổng lực nén tiêu chuẩn tại đáy móng quy ước: Tổng mômen tiêu chuẩn tại đáy đài: = 150 + 90.(15,4 - 3,15) + 258,3.1,065 = 1527,6 kNm = 1,065 m) ( Độ lệch tâm của tải trọng tiêu chuẩn tại đáy móng =0,571 m Áp lực tiêu chuẩn tại đáy móng quy ước: 417,1 kPa 19,4 kPa = 218,2 kPa Cường độ tính toán của nền: m1 = 1,2 do nền là cát nhỏ no nước m2 = 1 do kết cấu khung bê tông cốt thép là kết cấu mềm
Ktc = 1 do các chỉ tiêu cơ lý được xác định bằng thí nghiệm trực tiếp A = 1,15 B = D = II = đn4 = 11,2 kN/m3, cII = 0 (cát nhỏ) Mũi cọc hạ vào cát nhỏ có II = 30°, tra Bảng 2.2
5,59
7,95 = 150,94 kPa = 1063 kPa Kiểm tra điều kiện áp lực tiêu chuẩn tại đáy móng: Đạt. 210 Áp lực gây lún ở đáy móng quy ước: = 218,2 - 150,94 = 67,26 kPa Chia nền đất dưới đáy khối móng quy ước thành các lớp phân tố có chiều dày mỗi lớp hi BM/4
và đảm bảo mỗi lớp chia ra là đồng nhất.
Chọn hi = BM/5 = 3,26/5 = 0,652 m
Lập bảng tính lún: Điểm z ( m ) m=2z/b LM/BM K0 ( kPa ) ( kPa ) ( kPa ) 0 0 0 1,153 67,26 150,94 30,19 1 1 0,652 0,4 1,153 65,04 158,24 31,65 0,967 2 1,304 0,8 1,153 55,42 165,54 33,11 0,824 3 1,956 1,2 1,153 43,18 172,85 34,57 0,642 4 2,608 1,6 1,153 32,69 180,15 36,03 0,486 Hình 4.37 Biểu đồ ứng suất bản thân, ứng suất gây lún 211 Tại điểm 4 có = 32,69 kPa = 36,03 kPa giới hạn nền lấy đến độ sâu z4 = 2,608m kể từ đáy móng (E = 16000 kPa > 5000 kPa).
Độ lún của móng: = 0,696.10-2m S = 0,696 cm < Sgh = 8 cm Đạt
Độ lún lệch tương đối sẽ được kiểm tra khi đã tính toán được độ lún các móng lân cận.
Bước 6: Kiểm tra chiều cao đài
Chọn vật liệu đài móng:
- Bê tông cấp độ bền B20 có Rbt = 880 kPa
- Cốt thép nhóm CII có Rs = 280 MPa = 28.104 kPa Chiều cao làm việc hữu ích của bê tông đài móng:
h0 = hđ – 0,15 = 0,7 – 0,15 = 0,55 m
Kiểm tra chọc thủng: Hình 4.39 Kiểm tra chọc thủng cọc ở góc Hình 4.38 Kiểm tra chọc thủng của cột Kiểm tra chọc thủng của cột đối với đài do các cọc gây ra: Lực chọc thủng: P = 2(P1 + P2)= 2(92,4+306,8) = 798,4 kN
c1 = 0,65 - d/2 - lc/2 = 0,65 - 0,25/2 - 0,5/2 = 0,275m
c1 = 0,275m = 0,5ho = 0,275m 1=3,35 c2 = 0,4 - d/2 - bc/2 = 0,4 - 0,25/2 - 0,4/2 = 0,075m
c2 = 0,075m < 0,5ho = 0,275m = [3,35(0,4+0,075) + 3,35(0,5+0,275)].0,55.880 = 2026,7 kN 2=3,35
Khả năng chống chọc thủng :
cth =
P = 798,4 kN < cth = 2026,7 kN
Đạt
Kiểm tra chọc thủng cọc ở góc:
Lực chọc thủng: P =P2 = 306,8kN b1 = l/2 - lc/2 = 1,7/2 - 0,25 = 0,6m
c1 = 0,275m = 0,5ho = 0,275m 1=3,35 b2 = d/2 + 0,2 = 0,25/2 + 0,2 = 0,325m
c2 = 0,075m < 0,5ho = 0,275m 212 = 0,5.[3,35(0,325+0,5.0,075) + 3,35(0,6+0,5.0,275)].0,55.880 = 891,7 kN 2=3,35
Khả năng chống chọc thủng :
cth =
P = 306,8 kN < cth = 891,7 kN
Đạt
Kiểm tra điều kiện cường độ trên tiết diện nghiêng theo lực cắt:
Q = P2 + P5= 2.306,8 = 613,6 kN
Lực cắt: c = 0,275m = 0,5ho = 0,275m = 1,56.1,2.0,55.880 = 906 kN c= =1,56
Khả năng chống cắt :
Q = 613,6 kN < c = 906 kN
Đạt Hình 4.40 Kiểm tra tiết diện nghiêng Hình 4.41 Sơ đồ tính thép Bước 7: Tính toán và cấu tạo thép đài
Mô men tương ứng với mặt ngàm 1-1: M1 = r2-1 = 0,65 – 0,5/2 = 0,4 m
M1 = 2.306,8 . 0,4 = 245,5 kNm
Mô men tương ứng mặt ngàm 2-2: M2 = r2-2 = 0,4 – 0,4/2 = 0,2 m M2 = (92,4 + 306,8).0,2 = 79,84 kNm
Diện tích thép yêu cầu đặt song song theo phương cạnh dài: chọn = 18,09cm2 = = 17,71.10-4 m2 = 17,71 cm2 Chọn 916 có AS1
Tính lại h01 = hđ – 0,15 – 0,5. 1 = 0,7 – 0,15 – 0,5.0,016 = 0,542 m
Mô men mà đài chịu được với cốt thép chọn: =0,9.280000.0,542. 18,09.10-4 = 247 kNm > 245,5 kNm Khoảng cách giữa trục các cốt thép cạnh nhau là: = 140 mm Chiều dài của một thanh là: l – 2a’ = 1700 – 2.25 = 1650 mm
Diện tích thép yêu cầu đặt song song theo phương cạnh ngắn: 213 chọn = 7,85 cm2 = = 5,76.10-4 m2 = 5,76 cm2 Chọn thép theo cấu tạo 1010 có AS2
Tính lại h02 = hđ – 0,15 – 1 – 0,5. 2 = 0,7 – 0,15 – 0,016– 0,5.0,01 = 0,529 m
Mô men mà đài chịu được với cốt thép chọn: =0,9.280000. 0,529.7,85.10-4 =104.6 kNm > 79,84 kNm Khoảng cách giữa trục các cốt thép cạnh nhau là: = 180 mm Chiều dài của một thanh là: b – 2a’ = 1200 – 2.25 = 1150 mm
4.14. Đặc điểm thiết kế móng cọc trong vùng có động đất
Hiện nay ở nước ta đã có bản đồ phân vùng động đất và có tiêu chuẩn tính toán
kháng chấn cho các công trình ( tcvn.375-2006 ). đối với công trình ngầm, kháng
chấn được tính cho các cấp động đất cấp 7 đến cấp 9, thông thường là tính theo
động đất cấp 7-8.
khi có động đất, công trình bị dao động và xuất hiện lực quán tính. trị số của lực
động đất tính theo công thức: Bảng 4.16a. gia tốc động đất a và hệ số kc theo cấp động đất hệ số động đất kc
1/40
1/20
1/10 gia tốc động đất a (cm/s)
10-25
25-50
50-100 cấp động đất
7
8
9
lực động đất có hướng bất kỳ do đó cần chọn hướng nguy hiểm nhất để tính toán
cho nền và móng, thông thường hướng bất lợi nhất là hướng ngang làm tăng áp
lực chủ động và giảm áp lực bị động gây trượt công trình ngầm, tường chắn đất
và hướng lên làm đẩy nổi công trình ngầm gây bất lợi cho các công trình có neo
chống nổi. động đất làm giảm cường độ (r) của đất ở mũi cọc, làm giảm ma sát
của đất với thành cọc, giảm sức chịu tải của cọc.
Khi tính toán sức chịu tải của cọc làm việc dưới tải trọng nén hoặc nhổ, giá
-
trị R và fs nên nhân với hệ số giảm thấp điều kiện làm việc của đất mềm mcl và
mc2 cho trong bảng 4.16 trừ trường hợp cọc chống lên đá và đất hòn lớn. Bảng 4.16 Hệ số mc1 và mc2 Hệ số điều kiện làm việc mc2
để hiệu chỉnh fs trong đất Cấp
động Hệ số điều kiện làm việc mcl
để hiệu chỉnh R trong đất
Cát chặt Sét bụi ở độ sệt 214 Cát chặt vữa Sét bụi ở độ sệt Cát chặt và chặt vừa đất
tính
toán IL< 0 IL< 0 no
nước no
nước 0≤IL
≤0,5 no
nước 0≤IL
<0,75 0,75≤IL
<1 ẩm
và ít
ẩm ẩm
và ít
ẩm ẩm
và ít
ẩm 7 8 9 - Chú thích: Trị số ở tử số là dùng cho cọc đóng, ở mẫu số cho cọc nhồi. Bảng 4.17 Hệ số tỉ lệ k, kN/m4 Loại đất quanh cọc và đặc trưng của nó Đóng Nhồi, cọc ống và
cọc chống
500-2000 650-2500 2000-5000 2000-4000 5000-8000 4000-6000 8000-13000 6000-10000 Sét, sét pha dẻo chảy (0,75 215 giá trị nhỏ nhất của IL và e. Đối với những đất có đặc trưng IL và e ở khoảng trung gian thì
hệ số K được xác định bằng cách nội suy.
2. Hệ số K đối với cát chặt được lấy cao hơn 30% so với giá trị lớn nhất ghi trong bảng cho
loại đất dạng sét
Khi tính toán cọc theo điều kiện hạn chế áp lực lên đất qua mặt bên của
-
cọc, dưới tác dụng của tải trọng động đất, lấy giá trị của góc ma sát trong tính
toán 1 giảm như sau: Đối với động đất tính toán cấp 7 giảm 2o, 8 giảm 4o, cấp 9
giảm 7o.
-
Khi tính toán móng cọc của cầu, ảnh hưởng của động đất đến điều kiện
ngàm cọc vào cát bụi no nước đất sét và sét pha dẻo chảy và dẻo mềm hoặc cát
pha chảy thì hệ số k cho trong bảng 4.17 phải giảm đi 30%.
-
Khi tính toán sức chịu tải trọng của cọc chịu tác động của lực ngang cần
phải kể đến đặc trưng ngắn hạn của tác động động đất bằng cánh tăng hệ số 2
thêm 30%, còn trường hợp móng một hàng cọc với tải trọng tác dụng tại mặt
phẳng vuông góc với hàng đó thì 2 tăng lên 10%.
Sức chịu tải của cọc, Pc, làm việc với tải trọng nén và nhổ thẳng đứng theo
-
kết quả thí nghiệm hiện trường phải được xác định có xét đến tác động động đất
theo công thức:
Pc = kc. Pu 216 217 218 Bảng 5.1 Các hệ số áp lực chủ động và bị động của đất khi = 0, = 0 ph=tg2(450+/2) ah=tg2(450-
/2) ah=tg2(450-
/2) Góc ma sát
trong của
đất
10
11
12
13
14
15
16
17
18
19
20
21
22
23
24
25
26
27 ph=tg2(450+/2) Góc ma
sát trong
của đất
28
29
30
31
32
33
34
35
36
37
38
39
40
41
42
43
44
45 1,42
1,47
1,52
1,57
1,64
1,69
1,76
1,82
1,89
1,96
2,04
2,12
2,20
2,28
2,37
2,46
2,56
2,66 0,70
0,68
0,66
0,63
0,61
0,59
0,57
0,55
0,53
0,51
0,49
0,47
0,46
0,44
0,42
0,41
0,39
0,38 0,36
0,35
0,33
0,32
0,31
0,30
0,28
0,27
0,26
0,25
0,24
0,23
0,22
0,21
0,20
0,19
0,18
0,17 2,77
2,88
3,0
3,12
3,25
3,30
3,54
3,69
3,85
4,02
4,20
4,39
4,60
4,82
5,04
5,29
5,55
5,83 219 Hình 5.1. Biểu đồ áp lực chủ động của đất khi có các lớp đất khác nhau (a) và áp lực đất trạng thái tĩnh lên gối tựa, neo khi có lớp bền nước (b) . 220 Hình 5.2. Biểu đồ áp lực cơ bản và bổ sung của đất
lên công trình hình tròn trên mặt bằng khi các lớp đất nghiêng. 221 Hình 5.3. Sơ đồ tính áp lực ngang đẩy trồi bản đáy công trình ngầm. 0/2).ph 222 Hình 5.4. Sự phân bố áp lực đẩy trồi bản đáy công trình ngầm:
a- khi lăng thể trượt tiếp xúc nhau; b- khi lăng thể trượt giao nhau; c- khi lăng thể trượt không tiếp xúc nhau 223 Hình 5.5. Sơ đồ xác định áp lực lên công trình ngầm
do móng công trình lân cận gây nên 224 Hình 5.6. Ảnh hưởng của tải trọng phân bố đều trên mặt đất 225 226 Hình 5.7. Sơ đồ xác định áp lực ngang từ các phương tiện giao thông 227 Hình 5.8. Quy ước cho các góc trong công thức tính toán hệ số áp lực đất 228 Bảng 5.2 Bảng chuyển đổi từ đỉnh gia tốc nền sang cấp động đất Thang MSK-64 Thang MM Cấp động đất Đỉnh gia tốc nền (a)g Cấp động đất Đỉnh gia tốc nền (a)g V 0,012 - 0,03 V 0,03 - 0,04 VI > 0,03 - 0,06 VI 0,06 - 0,07 VII > 0,06 - 0,12 VII 0,10 - 0,15 VIII > 0,12 -0,24 VIII 0,25 - 0,30 IX > 0,24 - 0,48 IX 0,50 - 0,55 X > 0,48 X > 0,60 Bảng 5.3 Nhận dạng các loại nền đất Các tham số Loại Mô tả vs,30(m/s) NSPT
(nhát/30cm) cu
(Pa) 800 - - A Đá hoặc các kiến tạo địa chất khác tựa đá, kể cả
các đất yếu hơn trên bề mặt với bề dày lớn nhất là
5m. 360-800 50 250 B Đất cát, cuội sỏi rất chặt hoặc đất sét rất cứng có bề
dày ít nhất hàng chục mét, tính chất cơ học tăng dần
theo độ sâu. 180-360 15-50 C Đất cát, cuội sỏi chặt, chặt vừa hoặc đất sét cứng có
bề dày lớn từ hàng chục tới hàng trăm mét. 70 -
250 180 15 70 D Đất rời trạng thái từ xốp đến chặt vừa (có hoặc không
xen kẹp vài lớp đất dính) hoặc có đa phần đất dính
trạng thái từ mềm đến cứng vừa. 229 Các tham số Loại Mô tả vs,30(m/s) NSPT
(nhát/30cm) cu
(Pa) E Địa tầng bao gồm lớp đất trầm tích sông ở trên mặt
với bề dày trong khoảng 5-20m có giá trị tốc độ
truyền sóng như loại C, D và bên dưới là các đất cứng
hơn với tốc độ truyền sóng vs 800m/s. 100 - 10-20 S1 (tham khảo) Địa tầng bao gồm hoặc chứa một lớp đất sét mềm/bùn
(bụi) tính dẻo cao (PI 40) và độ ẩm cao, có chiều dày
ít nhất là 10m. S2 Địa tầng bao gồm các đất dễ hoá lỏng, đất sét nhạy
hoặc các đất khác với các đất trong các loại nền A-E
hoặc S1. Bảng 5.4 Xác định hệ số nền S Loại nền
S A
1,0 B
1,2 C
1,15 D
1,35 E
1,4 Điểm đặt lực có thể lấy ở trung điểm chiều cao tường.
Trong tính toán thực hành, tải trọng động đất thường được thay bằng tải
trọng tĩnh tương đương và tác dụng theo phương ngang với hướng bất lợi nhất.
Tác động động đất có thể được trình bày trong dạng tải quán tính từ trọng lượng
bản thân kết cấu và đất. 230 231 Bảng 5.5 Các giá trị của hệ số r để tính toán hệ số động đất theo phương ngang Dạng tường chắn r 2
1,5
1 Tường trọng lực với đầu tường tự do, có thể chấp nhận một chuyển vị đến dr =
300.S (mm)
Tường trọng lực với đầu tường tự do có thể chấp nhận một chuyển vị lên đến dr =
200.S (mm)
Tường bê tông cốt thép chịu uốn, tường được neo hoặc chống, tường bê tông cốt thép
trên cọc thẳng đứng, tường tầng hầm bị hạn chế chuyển vị và mố cầu 232 Cừ thép hình 5.1 đặt trong lớp sét giữ lớp đất cát phía sau tường. Tính áp lực bên của đất tác dụng lên tường cừ vẽ vòng tròn Mor cho điểm trên cừ tại độ sâu 1m và 6m
Giải: Xác định trọng lượng riêng đẩy nổi của đất = trong đó: GS - tỷ trọng của hạt đất =2,65; Se=0 và e=1,2
Đối với đất cát đắp sau tường: ah = cos trong đó: =100 và =200
hoặc: =0,57 ah = trong đó: =900 thẳng đứng; =200; = ma sát bề mặt tường với đất =0; -mái dốc=100. 233 Hình.5.9. a). sơ đồ tính toán; b). áp lực đất phân phối lên tường cừ; c). áp lực đất tính
toán; d). áp lực đất và nước phân bố lên tường cừ; e). Vòng tròn Mor cho ví dụ 5.1 Đối với đất sét: hoặcah=1,0 hoặc: =1,0 ph = =27,6kPa Áp lực tại độ sâu 1,0m và 6m kể từ đỉnh tường cừ.
Phía chủ động tại độ sâu 1,0m
V=118x1=118kPa
h.a=0,57x118=67kPa
Phía chủ động tại độ sâu 6,0m
V=118x(17,15-9,8)x2+17,15x1=67,6kPa
h.a=1x67,6-2x20 234 =57,5kPa Phía bị động tại độ sâu 6,0m
V=17,5x1=17,5kPa
h.a=1x17,5+2x20
5.5. Các loại tường chắn Hình 5.10. Tường chắn trọng lực 235 có thanh chống; d, z- có neo; f- có công xôn giảm tải: 1-khung; 2- phần đường xe chạy; 3-lớp chống thấm; 4- tường chống; 5- hệ sườn; 6- giằng chống; 7-neo; 8-tấm công xôn giảm tải. 236 Hình5.12. Các sơ đồ xác định áp lực đất lên tường chắn:
a- đất không dính, b- đất dính (n- pháp tuyến).
Tổng áp lực ngang Eah và áp lực đứng Eav được xác định theo công thức sau:
Đối với đất rời (C=0): 237 Hình 5.13. Sơ đồ trượt sâu khả dĩ của tường chắn 238 239 Hình 5.14. Các sơ đồ tính toán lực trong các chi tiết kết cấu tường chắn:
a- tường trọng lực, b- tường mềm (góc) 240 Hình 5.15. Sơ đồ tính toán kết cấu khung bê tông cốt thép toàn khối dạng chữ U:
a, b - tường công xôn; c, d- tường có giằng chống; l, m - tường có neo.
Các công thức để xác định mô men uốn trong phần đáy móng tường góc có trong
các tài liệu chuyên dùng.
Kết cấu khung hở của đoạn dốc lên xuống các công trình đường ngầm giao thông
cơ giới đặt nông, đường ngầm dưới nước, các đường dốc lên xuống của bến đỗ,
gara và các tổ hợp ngầm cũng như kết cấu vách thang cuốn, thang bộ vượt ngầm
bê tông cốt thép toàn khối được tính như khung hở phía trên dạng chữ U nằm trên
nền đàn hồi chịu áp lực bên của đất (hình 5.15). Trong đó người ta sử dụng
phương pháp tính toán khung (không có mái) của công trình ngầm.
5.7. Một số biện pháp tăng khả năng ổn định và chịu lực của tường chắn
- Thay đổi loại đất đắp sau tường: tốt nhất là sử dụng loại đất rời có góc ma sát
trong lớn nhằm giảm áp lực ngang lên tưòng chắn.
- Tăng cường biện pháp thoát nước cho đất phía sau tường: bố trí rãnh thoát nước
trên mặt; hệ thống thoát nước ngầm kết hợp các tầng lọc ngược.
- Hạ độ dốc mặt đất phía sau tường bằng cách dật bậc, sao cho khu vực nằm trong
lăng thể trượt có độ dốc nhỏ nhất (min).
- Lựa chọn kết cấu tường hợp lý nhằm tăng cường khả năng ổn định và giảm áp
lực chủ động tác dụng lên tường chắn. 241 '=74,7-14,7=60kPa; sử
=60,0.0,528- Hình 5. 16. Sơ đồ tính toán tường trọng lực cho ví dụ 5.2. 'ah-2c' Giải:
Xác định hệ số áp lực chủ động của đất sau tường:
- Đối với lớp trên: ah=tg2(450-300/2)= 0,333
- Đối với lớp đất dưới: ah=tg2(450-180/2)= 0,528
Tại z=0m: z=20kPa; Pa=20,0.0,333= 6,66kPa
Tại z=1,5m: z=20+17,5.1,5= 46,2kPa; Pa=46,2.0,333=15,4kPa
Tại z=3,0m: z=20+17,5.1,5+19.1,5= 74,7kPa; u=9,81.1,5= 14,7kPa; z
dụng ah= 0,333: Pa=60,0.0,333=20kPa và ah= 0,528, Pa=z '=131,7- 2.10 =31,7-14,5=17,2kPa =31,75kPa . Tại z=6,0m: z=20+17,5.1,5+19.1,5+19.3,0= 131,7kPa; u=9,81.4,5= 44,1kPa; z
44,1=87,6kPa; Pa=87,6.0,528 - 2.10 Kết quả tính toán thể hiện trên Hình 5.2.VD và tổng hợp trong bảng dưới đây. Khoảng cách của
tổng các lực đẩy ngang tính từ đáy=433,03/215,73=2,0m
Lực (kN) Cánh tay đòn kể Lực nhân cánh 242 từ đáy (m)
5,25
5,0
3,75
3,5
1,5
1,0
1,50 tay đòn (kN.m)
52,5
32,8
86,6
12,1
77,4
21,8
148,83
433,03 '=0,0kPa; Pp=0,0.2,464+2.20 = 62,8kPa F1=6,66.1,5.1,0 (tính cho 1m dài)=10,0
F2=(15,4- 6,66).1,5.(1/2).1,0=6,56
F3=15,4.1,5.1,0=23,1
F4=(20-15,4)1,5.(1/2).1,0=3,45
F5=17,2.3,0.1,0=51,6
F6=(31,75 -17,2).3,0.(1/2).1,0=21,8
F7=44,1.4,5.(1/2).1,0=99,22
Tổng lực đẩy ngang :215,73
Áp lực bị động và lực ngang:
ph=tg2(450+250/2)=2,464
Tại z=0m: z '=18.2,0=36,0kPa; Pp= 36,0.2,464+2.20 =151,5 kPa Tại z=2,0m: z Pp1= 62,8.2,0.1,0=125,6kN; Pp2=(151,5- 62,8).2,0.1,0/2=88,7kN; Pp=125,6+88,7=214,3 kN.
Theo Hình 5.2 trọng lượng của khối tường là: N=w1+w2+w3
N= 3,5.2,0.1,0.24,0+1,5.4,0.1,0/2.24+2,0.4,0.1,0.24
N= 168,0+72,0+192,0=432kN
a) Hệ số an toàn chống trượt: b) Đối với trường hợp lật. Hệ số an toàn được xác định như tỷ số của tổng mô men chống lật
với tổng mô men gây lật đối với mũi chân tường chắn: KL= trong đó: = (xem bảng trên): >1,5 - đạt yêu cầu KL= c) Lấy mô men của các lực đối với mũi móng: Độ lệch tâm e=1,75-1,22=0,53m = = d) Tính toán khả năng chịu tải của đất nền theo công thức (3.8) = =313,3kPa RTC= <1,2 RTC và > 0 - tường chắn đảm bảo an toàn về cường độ chịu lực của nền (trong giới hạn biến dạng tuyến tính).
Ví dụ 5.3. Tính toán tường chắn (góc) bê tông cốt thép (BTCT)
Tính toán tường chắn BTCT với các số liệu sau: tải trọng phân bố trên mặt đất q=10kN/m2.
Tường chắn có kích thước như trên (hình 5.17); đất đắp sau tường có = 17,7kN/m3; =250, 243 đất dưới nền tường chắn là đất sét pha có lực dính không thoát nước CU=20kN/m2; =200; =
18,5kN/m3
a) Tính áp lực đất:
- Áp lực chủ động phía sau tường: ah=tg2 (450-/2) =tg2 (450-250/2)=0,41
ah=(.H+q)ah =(17,7.4,4+10).0,41= 36,1kPa Ea= - Áp lực bị động phía trước tường: ah=tg2 (450+/2) =tg2 (450+200/2)=2,04
ph=(.)ph 0,95=18,5.2,04.0,95 =35,85kPa Eph= Hình 5.17.Tính toán tường chắn BTCT cho ví dụ 5.3 b). Tính tải trọng đứng lên bản đáy và mô men chống lật (đối với điểm A)
Số T.T Trọng lượng Cánh Diện tích tay men 17,7
4.1,2+0,15.1,2/2
(1/2)(0,2+0,5).4
25
0,25.2,2+0,15.2,2/2 25
0,51.(0,7+0,55)/2
Tổng 86,55
35
0,715
5,9
128,165 18,5 đòn
1,6
0,8
1,05
0,23 Mô
MCL
138,5
28
0,75
1,36
168,61 1
2
3
4
5
Mô men lật quanh điểm A:
ML= Eah.4,4/3 +q.ah.2,2= 70,4.4,4/3+4,1.2,2 =112,27kN.m
Tổng giá trị mô men:
168,61-112,27= 56,34kN.m Vị trí đặt lực đứng Q: 1. Kiểm tra an toàn chống lật (đối với điểm A-hình 5.17): - Đạt yêu cầu KCL= 2. Kiểm tra an toàn trượt phẳng (cho trường hợp 1=0, xem hình 5.13):
- Lực đẩy ngang: Hng = Eah- Eph=79,42-17,03 =62,39kN/m
- Lực ma sát giữa đất và đáy tường: 244 - Không đạt yêu cầu. KCTR= Ta sử dụng biện pháp tăng cường khả năng chống trượt bằng cách tạo mấu chống trượt cho
tường. Lúc này hệ số an toàn chống trượt được xác định theo công thức sau (xét đến lực dính,
tính TYD theo công thức 5.69) -Đạt yêu cầu KCTR= trong đó: ta lấy TYD= Gtg +L.Cu (trong đó: L=2,0m)
3. Xác định áp lực tác dụng lên nền: Độ lệch tâm e= =0,66m = = =194,2kPa Xác định lại giá trị max theo công thức (5.75): max= d) Tính toán khả năng chịu tải của đất nền theo công thức (3.8) RTC= = =187,76kPa; 1,2R= 225,3 > - Đạt yêu cầu e) Tính toán cốt thép trong bản tường: = =118,1kN.m/m + Mô men: MI-I= = =0,00139m2=13,9cm2 AS(I-I)= Chọn: 520, a=200 (thép CI, có RS=2100kg/cm2)
- đối với bản trước: tại mặt cắt II-II. = =22,0kN.m/m + Mô men: MII-II= = =0,00033m2=3,3cm2 AaS(II-II)= Chọn: 512, a=200 (thép CI, có RS=2100kg/cm2)
- đối với bản sau: tại mặt cắt III-III = + Mô men: MIII-III= =26,6kN.m/m = =0,0004m2=4cm2 AS(III-III)= Chọn: 512, a=200 (thép CI, có RS=2100kg/cm2)
Trong đó ( xác định từ tỷ lệ hình học):
; ; L1=0,5m; L2=0,71m 245 246 247 Hình 5.18. Các sơ đồ tính toán tường công xôn khi độ sâu ngàm tối thiểu.
Đối với đất đồng nhất, áp lực chủ động và bị động được tính theo công thức
(5.1) và (5.2) có kể đến áp lực chủ động đối với đất dính chỉ bắt đầu tác dụng từ
chiều sâu hC, xác định theo công thức (5.9). 248 Ví dụ 5.4. Tính toán tường công xôn Tính toán ổn định của tường cừ trên hình 5.19, sử dụng điều kiện ngàm tối thiểu với độ sâu đặt móng 1,5m. Các chỉ tiêu cơ lý cho trên hình 5.19a. 249 Hình 5.19. Tính toán tường công xôn cho ví dụ 5.4 ) =-23,1kPa Phía bên phải tường cừ:
h, 0= 10(0,49)-2.20.( )=-15,26kPa h, 1m= (10+16.1)(-2.20 = -9,97kPa h, 2,5m= [10+16+(17-9,8).1,5].0,49-2.20. =-3,2kPa =+6,85kPa ) = 40kPa =50,05kPa = - 40kPa =29,95kPa h, 2,5m=36,8.1- 2.20.
h, 4,0m= [36,8+(16,5-9,8).1,5].1 - 2.20.
h,w, 4,0,m= 9,8.3=29,4kPa
Phía bên trái tường cừ:
P, 0= 2.20.(
P, 1,5m= (16,5-9,8)(1,5).1+ 2.20.
a, 0m= - 2.20.
a, 1,5,m= (16,5-9,8).1,5 .1 - 2.20.
Theo Hình 5.4-VD ta xác định được:
Áp lực ngang tại E:
E =(50,05+14,7)-(6,85+29,4)=28,5kPa
Áp lực ngang tại C:
C=(86,85+29,4)-14,7=101,55kPa
P1=0,5.14,7.1.5=11,02kN/m
P2= 14,7.1,5=22,05kN/m
P3=0,5.(28,5+14,7).1.5=32,4kN/m
P3=0,5.(28,5+101,55).D1=65,02D1 Vì vậy: 11,02+22,05-32,4+65,02D1=0 D1- âm (điểm xoay của tường không tồn tại), tường sẽ chuyển động về phía trước, không ổn định. 250 251 Hình 5.21. Đồ thị quan hệ hệ số n và m với R và t khi =3 và 5 (theo A.N.Dranopxki) {7} 252 Hình 5.22. Các sơ đồ tính toán
biến dạng tường công xôn Ví dụ 5.5. Tính toán kiểm tra cường độ của đất cho tường cừ thép (không có neo) với điều
kiện: Cừ thép sử dụng để chắn giữ thành hố móng sâu 3,2m. Cát thô đắp sau tường có đặc tính tính toán như sau: I=19kN/m3; I=340 ; CI=0. Tải trọng ở mép móng q=10kN/m2 (hình 5.23) Hình 5.23. Tính toán kiểm tra cường độ đất nền cho tường cừ
( cho ví dụ 5.5) Mô men tác dụng tại đáy hố đào là 83kNm. Độ cứng của tường cừ k=0,9; độ chôn sâu t=3,0m; Lực cắt F tại đáy hố đào F=40kN/m2. Giải:
Xác định giá trị m và n theo biểu đồ Hình 5.18 với t=3 và k=0,9 và = k.t =3.0,9=2,7<3 ta có: n=0,36 và m=1,0 Xác định áp lực ngang h tại chân tường cừ:
h= q+ m =nF+mM= 0,36.40 +1.83= 974kN/m2
áp lực bị động của đất ph xác định theo công thức 5.2:
bh =(z +q).bh – C.ctg (1-bh) 253 Áp lực bị động bh=tg2(450+/2)= tg2(450+340/2)=3,534
bh =(19.32 +10).3,534 – 0=2177kN/m2
Như vậy: 974kN/m2 = h < ph =2177kN/m2- đạt yêu cầu. 254 Hình 5.24. Các sơ đồ làm việc tường mỏng neo khi độ sâu hạ khác nhau:
a – khi tựa tự do, b- khi ngàm từng phần, c- khi ngàm toàn phần. 255 3 +(6cdh+3qcd -3bdh)tmin 2+(6cdh2+6 qcdh)tmin + từ đó xác định được: Ví dụ 5.6. Tính toán cừ.
Tường cừ có độ cứng hữu hạn (hình 5.24a), chắn vách hố đào h=6m. Vị trí neo đặt cốt mặt đất.
Độ sâu cắm cừ tmin= 2,0m. Các chỉ tiêu cơ lý của đất nền như sau: =360; =19kN/m3; góc ma
sát giữa đất và tường = (1/3). Tải trọng cạnh hố đào q=10kN/m2.
Yêu cầu tính lực chống tại điểm A và giá trị MMAX trong cừ.
Giải:
Ta tính áp lực chủ động: Ta tính áp lực chủ động và bị động
cd= tg2(450-/2)=tg2(450-36/2)=0,26 = bđ= = Ecđ1= = Ecđ2 = = Ep = Ep = Xác định lực tác dụng lên thanh chống tại A: TA= = Xác định vị trí có lực cắt =0 (vị trí có MMAX): 256 y= = y= Xác định giá trị MMAX: = =140,8kNm/m MMAX= 2. Phương pháp dầm thay thế (theo sơ đồ Blima-Lomeiera h. 5.24c ):
Theo phương pháp này, vị trí neo (chống) được coi là khớp. Chân tường cắm
vào lớp đất cứng được coi là ngàm cố định. Sơ đồ phân bố áp lực lên cọc được
thay bằng sơ đồ dầm tính toán, trong đó vị trí C trên sơ đồ cọc có giá trị áp lực đất
bằng 0 gần với vị trí thay đổi dấu của mô men nên vị trí này được coi là gối tựa
của dầm thay thế. 257 Ví dụ 5.7 Tính toán tường cừ có một chống/neo Hố đào có chiều sâu 12m, đặt một tầng chống neo tại độ sâu 4m. Các chỉ tiêu như trong ví
dụ trên. Sơ đồ tính xem hình 5.26.. Yêu cầu tính độ sâu cắm vào đất của cừ và lực chống tại
điểm A. Hình 5.26. Sơ đồ tính toán cho ví dụ 5.7 Hệ số áp lực chủ động và bị động (như ví dụ trên)
cd= tg2(450-/2)=tg2(450+36/2)=0,26 = bđ= = Xác định giá trị y: y= Tìm giá trị Ta (lấy tổng mô men đối với điểm C và cho bằng 0): (8+0,56)TA= Xác định X= = 258 trong đó: P0= - TA= 388,6 -190,0= 198,6kN/m Như vậy độ sâu chôn cừ sẽ là: l0 = x+y=3,27+0,56 =3,83m. Nếu tính đến hệ số an toàn k=1,2 thì độ sâu toán bộ l=3,83.1,2=4,6m. 3. Tính toán bằng phương pháp đồ thị đường đàn hồi ( theo sơ đồ E.K Iakobi 259 260 a- sơ đồ tường, b- biểu đồ tải trọng, c- sơ đồ tải trọng quy đổi trong dạng lực tập trung theo
Blumi-Lomeiera, d- sơ đồ xây dựng đa giác dây, e- sơ đồ lực khi xoay tường xung quanh điểm
gia cường neo theo Iakobi, l- đa giác lực theo Blumi-Lomeiera, m- đa giác lực theo Iakobi. Hình.5.28. Đồ thị xét ảnh hưởng độ
cứng tường lên gía trị mô men uốn
tác dụng trong chúng 261 Hình 5.29. Biểu đồ áp lực bên của đất lên tường chắn có nhiều gối đỡ/ neo theo Terxaghi: a) cho đất rời; b) cho đất dính Tác giả Cát
0,2
-
0,1
0,2
-
0,2 q
0,75cdHcos0
-
0,2H
0,3
0,3
0,6-0,75 Sét
0,15
0,15
0,4-0,25 q
H-4
H-4
(0,3-0,375)H K. Terxaghi
P.Pek
G.P.
Tschebotarioff
A. Spinker
K. Flaat 0,2
0 0,2
0 -
0,25 -
0 0,8cdH
0,65cdH -
H-mc
(1,6 Ghi chú: 1. Theo G. P. Tschebotarioff và K. Flaat trị số giới hạn dưới của q đối với đất sét cho tường chắn tạm thời, còn giới hạn trên cho tường vĩnh cửu 2. Các ký hiệu - dung trọng đất;cd- hệ số áp lực đất chủ động; H- độ sâu hố đào; 0 - góc ma sát giữa đất và tường; - lực kháng cắt của đất dính. 262 Hình 5.30. Sơ đồ tính toán trụ cứng nhiều nhịp như dầm liên tục Ví dụ 5.8. Tính toán tường, trụ nhiều gối đỡ bằng thanh chống/neo (Hình 5.30).
Tính tường chắn hố đào sâu bằng "tường trong đất" kết hợp trụ (cọc) làm hệ chịu lực cho công
trình chiều sâu H= 18m. Tường, trụ dùng BTCT mác 300. Nền đất đồng nhất theo chiều sâu
tường có các chỉ tiêu cơ lý sau: =18kN/m3, góc ma sát trong = 260. Số nhịp tầng theo chiều
sâu tường n=5. Các trụ cứng (cọc, cột) và dầm ngang đặt cách nhau L= 3,9m.
Giải:
Dùng biểu đồ áp lực đất theo Terxaghi:
cd =tg2(450-/2) = tg2(450-26/2) =0,63
Tính áp lực đất: q= 0,75cdHcos0.L=0,75.18.0,63.18.0,89.3,9=506 kPa
Tính bề dày của tường: Tính như dầm 1 nhịp có L= 3,9m, áp lực đất có giá trị q= 506kPa
Từ điều kiện RMmax/W ta tìm được chiều dày tường: =0,5.L. ==0,5.3,9. chọn =70cm Trong đó: R- cường độ chịu uốn của BTCT mác 300=1,3.105kPa; Mmax- mô men uốn lớn nhất
giữa 2 trụ cứng; W- mô men kháng uốn của "tường trong đất" W= b.2/6.
Tính trụ cứng chống đỡ tường:
Nhịp tính toán trụ tính theo sơ đồ dầm liên tục có công xôn:
h=H:(n+0,162) = 18 :5,162=3,874m
hn= 0,808. h=0,808.3,874= 3,130m
h0= 0,354h=0,354.3,874 =1,371m
Mô men uốn trong các nhịp và gối tựa:
Mmax= 0,0625qh2= 0,0625.506.3,8742 = 474,6kN.m
Chọn trụ tròn BTCT, đường kính d=90cm; chiều dày tường = 70cm; hệ số điều kiện làm việc
m=0,75:
Xác định mô men kháng uốn W của hệ tường- cọc và ứng suất lớn nhất max xuất hiện trong trụ
(cọc):
W= (d+)2/4= 3,14. 70(90+70)2/4=1406720cm3 263 < 1,3.104kPa max= Trong thực tế xây dựng, công trình ngầm nhiều tầng (các ga ra ô tô ngầm, các
cửa hàng bách hoá ngầm, các kho chứa ngầm, các nhà dịch vụ công cộng...) có tỷ
lệ kích thước chiều dài và chiều rộng không lớn, công trình có thể coi như hệ
không gian làm việc đồng thời với đất nền xung quanh. Tường công trình ngầm
có kích thước mỏng so với chiều sâu, được giữ ổn định bằng nhiều gối tựa (sàn,
dầm các tầng, neo). Thi công các loại tường này nói riêng và công trình ngầm
nhiều tầng nói chung thường sử dụng phương pháp "Tường trong đất" kết hợp
phương pháp thi công sàn "từ trên xuống", hoặc hố đào sâu kết hợp vì chống, neo.
Tường loại này, như trên đã nêu được giữ ổn định bằng hệ thanh chống (sàn,
dầm) hoặc neo- gối tựa, lần lượt lắp đặt trong quá trình thi công. Do độ sâu
"ngàm" quy ước của tường trong đất trong quá trình thi công thay đổi, số lượng
và vị trí gối tựa được bổ sung, tải trọng lên tường tăng dần nên sơ đồ tính toán
tường và nội lực xuất hiện trong tường theo từng giai đoạn thi công cũng thay đổi.
Dưới đây giới thiệu 2 phương pháp đơn giản, thông dụng để tính toán tường
kể đến quá trình thi công: phương pháp của Nhật Bản trên cơ sở các giả thiết của
Sacchipana và phương pháp tính toán tường như dầm trên nền đàn hồi. 1) Chuyển dịch của thân tường sau lần đào
1,2,3) Chuyển dịch thân tường sau lần đào
2,3; a.b.c) Quá trình đào Hình 5.31. Sơ đồ quan hệ của chống
với chuyển dịch của thân tường trong quá
trình đào đất 264 1) Vùng dẻo 2) Vùng đàn hồi
Hình 5.32. Sơ đồ tính toán chính xác
theo phương pháp Sachipana. Hình 5.33.Sơ đồ tính toán gần đúng
theo phương pháp Sachipana 265 Hình 5.34. Một sơ đồ tính khác của phương
pháp giải gần đúng của Sachipana. Công trình hầm đỗ xe ngầm và dịch vụ công cộng, kết cấu tường chắn dày 800, dài 35m,
(từ cốt -1,5m tới -36,5m). Đặt 7 tầng chống ngang, chính là sàn các tầng. Độ sâu đào hố móng
là -23m. Số liệu cho trước:
Nền đất gồm nhiều lớp với các chỉ tiêu cơ lý sau đây: Bảng 5.10 - Một số chỉ tiêu cơ lí cơ bản cho ví dụ 5.9 Tên chỉ tiêu KĐơn Lớp 266 H vị 2 3 4 5 6 7 8 9 kN/m3 19.4 18.7 17.7 18.2 17.2 18.1 19.2 19.2 w 22 19 10.8 18 II Dung trọng tự
nhiên
Lực dính đơn vị
Góc ma sát trong cII
0 kPa
Độ 30
13011' 10045' 15
6030' 8048' 5028' 8025' 25
18 1.00
35 Để đơn giản trong tính toán, đồng thời đảm bảo thoả mãn giả thiết của phương pháp, các tính chất cơ lý được quy đổi thành nền 1 lớp tương đương sau đây: = 18,4 kN/m3, đn=10 (kN/m2) ; II= 13,250, cII= 16,7 kN/m2. - chỉ tiêu cơ lí của đất:
Siêu tải mặt đất q=18 kN/m2; - mực nước ngầm cách mặt đất 8,5m;
- trọng lượng riêng đẩy nổi trung bình cho các lớp đất là 10 (kN/m2).
Bài toán đặt ra: Tìm lực trục thanh chống và mômen thân tường.
Giải ví dụ 5.9: Tính áp lực chủ động và áp lực nước vào lưng tường (tính theo lí thuyết Rankin cho 1m thân
tường): Tại độ sâu z = -1,5m: )- 2c tg(450- ) pa = (q+z)tg2(450- = (18+18,4.1,5)tg2(450- ) - 2.16,7 tg (450- ) = 45,6.0,474- 22,98 = -1,365 (kN/m2) . Lấy bằng 0.
Tại độ sâu z = -4,5m: )-2c tg(450- ) pa = (q+z)tg2(450- = (18+18,4.4,5)tg2(450- ) - 2.16,7 tg (450- ) = 100,8.0,474- 22,98 = 24,80 (kN/m2) .
Tại độ sâu z = -7,7m: )-2c tg(450- ) pa = (q+z)tg2(450- = (18+18,4.7,7)tg2(450- ) - 2.16,7 tg (450- ) = 159,68.0,474 – 22,98 = 52,71 (kN/m2) . = = ; = 0 Tính áp lực đất bị động trước tường: )+2c tg(450- ) = Pb = xmtg2(450- ) + 2.16,7 tg (450+ = 18,4.xm.tg2(450+ )=20,38.xm + 35,15 Vậy, w= 20,38; v=35,15 .
Lực dọc và mômen theo từng giai đoạn đào như sau:
(1) Giai đoạn đào thứ nhất: + Sâu 7,7m, một tầng chống. Số thanh chống k =1; hok =7,7m; hkk=h1k =3,2m, Nk = N1, dùng công thức (5.116) tìm xm: 267 . Giải phương trình ta được xm= 2,77m. + Lực dọc trục sàn chống:
N1= 6,85.7,7.2,77+0,5.6,85.7,72-0,5.20,38.2,772-35,15.2,77+0,5.6,85.2,772= 199,90 kN
+ Mômen uốn thân tường: kN.m M1= kN.m M2= a) Sơ đồ tính toán ; b) Lực trục thanh chống, mômen; Hình 5.35. Giai đoạn đào thứ 1-cho ví dụ 5.9 (2) Giai đoạn đào thứ hai: + Sâu 10,9m, đặt hai tầng thanh chống. Ta có: k=2; hok= 10,9m; h1k= 6,4m; hkk= h2k=3,2m, Nk= N2 ;w= 20,38; v=35,15. Tại độ sâu z = 10,9 m: )-2c tg(450- ) pa = (q+đnz)tg2(450- = (18+10.10,9)tg2(450- ) - 2.16,7 tg (450- ) = 192,4.0,474- 22,98 = 68,22 (kN/m2) .
pw = (10,9-8,5).10= 24 (kN/m2)
pa + pw= 68,22+24=92,22 (kN/m2) = ; = ; = - =8,46- 6,26=2,2 + Phương trình: . Giải phương trình ta được xm= 6,84m. + Lực dọc trục sàn chống:
N1= 8,46.10,9.6,84+0,5.8,46.10,92-0,5.20,38.6,842- 268 -35,15.6,84-199,9-0,5.10,9.6,84+0,5.6,26.6,842 = 325,40kN + Mômen uốn thân tường: kN.m M3= a) Sơ đồ tính toán ; b) Lực trục thanh chống, mômen; Hình 5.36. Giai đoạn đào thứ 2- cho ví dụ 5.9 (3) Giai đoạn đào thứ ba: + Sâu 13,3m, đặt ba tầng thanh chống. Ta có: k=3; hok= 13,3m; h1k=8,8m; h2k=5,6m ; hkk=h2k=2,4m,Nk= N3 ;w= 20,38; v=35,15. Tại độ sâu z = 14,1 m: )-2c tg(450- ) pa = (q+đnz)tg2(450- = (18+10.13,3)tg2(450- ) - 2.16,7 tg (450- ) = 230,8.0,474- 22,98 = 86,42 (kN/m2) .
pw = (13,3-8,5).10= 48 (kN/m2)
pa + pw= 86,42+48=134,42 (kN/m2) = ; = ; = - =10,11-6,5=3,61 + Phương trình: . Giải phương trình ta được xm= 9,28m. + Lực dọc trục sàn chống:
N1= 10,11.13,3.9,28+0,5.10,11.13,32-0,5.20,38.9,282-
-35,15.9,28-199,9-325,4-0,5.3,61.13,3.9,28+0,5.6,5.9,282= 470,06kN
+ Mômen uốn thân tường: kN.m M4= 269 a) Sơ đồ tính toán ; b) Lực trục thanh chống, mômen; Hình 5. 37. Giai đoạn đào thứ 3- cho ví dụ 5.9 (4) Giai đoạn đào thứ tư : + Sâu 15,7 m, đặt bốn tầng thanh chống. Ta có: k=4; hok= 15,7m; h1k= 11,2m; h2k=8m ; h3k=4,8m ; hkk=h4k=2,4m,Nk= N3 ;w= 20,38; v=35,15. Tại độ sâu z = 15,7 m: )-2c tg(450- ) pa = (q+đnz)tg2(450- = (18+10.15,7)tg2(450- ) - 2.16,7 tg (450- ) = 269,2.0,474- 22,98 = 104,62 (kN/m2) .
pw= (15,7-8,5).10= 72 (kN/m2)
pa + pw= 104,62+72=176,62 (kN/m2) = ; = ; = - =11,25- 6,66= 4,59 + Phương trình: . Giải phương trình ta được xm= 12,26 m. + Lực dọc trục sàn chống:
N1= 11,25.15,7.12,26+0,5.11,25.15,72-0,5.20,38.12,262-
-35,15.12,26-199,9-325,4-470,06-0,5.4,59.15,7.12,26+0,5.6,66.12,262= 652,77kN
+ Mômen uốn thân tường: M4= kN.m 270 a) Sơ đồ tính toán ; b) Lực trục thanh chống, mômen; Hình 5.38. Giai đoạn đào thứ 4- cho ví dụ 5.9. (5) Giai đoạn đào thứ năm : + Sâu 18,1 m, đặt năm tầng thanh chống. Ta có: k=5; hok= 18,1m; h1k= 13,6m; h2k=10,4m ; h3k=7,2m ; h3k=4,8m ; hkk=h2k=2,4m,Nk= N3 ;w= 20,38; v=35,15. Tại độ sâu z = 18,1m: )-2c tg(450- ) pa = (q+đnz)tg2(450- = (18+10.18,1)tg2(450- ) - 2.16,7 tg (450- ) = 307,6.0,474- 22,98 = 122,82(kN/m2) .
pw = (18,1-8,5).10= 96 (kN/m2)
pa + pw= 122,82+96=218,82 (kN/m2) = ; = ; = - =12,09-6,79=5,3 Phương trình: . Giải phương trình ta được xm= 15,57 m. + Lực dọc trục sàn chống:
N1= 12,09.18,1.15,57+0,5.12,09.18,12-0,5.20,38.15,572-
-35,15.15,57-199,9-325,4-470,06-652,77-0,5.5,3.18,1.15,57+0,5.6,79.15,572= 798,06kN + Mômen uốn thân tường: M4= kN.m 271 a) Sơ đồ tính toán ; b) Lực trục thanh chống, mômen; Hình 5.39. Giai đoạn đào thứ 5- cho ví dụ 5.9. (6) Giai đoạn đào thứ sáu : + Sâu 20,8 m, đặt năm tầng thanh chống. Ta có: k=6; hok= 20.8m; h1k= 16,3m; h2k=13,1m ; h3k=9,9m ; h4k=7,5m ; h5k= 5,1m ; hkk=h6k=2,7m, Nk= N3 ;w= 20,38; v=35,15. Tại độ sâu z = 20,8m: )-2c tg(450- ) pa = (q+đnz)tg2(450- = (18+10.20,8)tg2(450- ) - 2.16,7 tg (450- ) = 350,8.0,474- 22,98 = 143,3(kN/m2) .
pw= (20,8-8,5).10= 123 (kN/m2)
pa + pw= 143,3+123=266,3 (kN/m2) = ; = ; = - =12,8-6,89=5,9 + Phương trình: .Giải phương trình ta được xm= 19,44 m. + Lực dọc trục sàn chống:
N1= 12,8.20,8.19,44+0,5.12,8.20,82-0,5.20,38.19,442-
-35,15.19,44-199,9-325,4-470,06-652,77-798,06-0,5.5,9.20,8.19,44+0,5.6,89.19,442= 1073,23kN + Mômen uốn thân tường: M4 = kN.m 272 a) Sơ đồ tính toán ; b) Lực trục thanh chống, mômen; Hình 5.40. Giai đoạn đào thứ 6- cho ví dụ 5.9. (7) Giai đoạn đào thứ 7 : + Sâu 23,5 m, đặt năm tầng thanh chống. Ta có: k=6; hok= 23,5m; h1k= 19,0m;
h2k=15,8m ; h3k=12,6m ; h4k=10,2m ;h5k= 7,8m ; h6k= 5,4m ; hkk=h7k=2,7m,Nk= N3 ;w=
20,38; v=35,15. Tại độ sâu z = 23,5m: )-2c tg(450- ) pa = (q+đnz)tg2(450- = (18+10.23,5)tg2(450- ) - 2.16,7 tg(450- ) = 394.0,474- 22,98 = 163,78(kN/m2) .
pw= (23,5-8,5).10= 150 (kN/m2)
pa + pw= 143,3+123=313,78 (kN/m2) = ; = ; = - =13,35-6,97=6,38 + Phương trình: .Giải phương trình ta được xm= 23,25 m. + Lực dọc trục sàn chống: N1=13,35.23,5.23,25+0,5.13,35.23,52-0,5.20,38.23,252-35,15.23,25-199,9-325,4- 470,06- 652,77-798,06 -1073,23-0,5.6,38.23,5.23,25+0,5.6,97.23,252= 1248,70kN + Mômen uốn thân tường: M4= kN.m Từ tính toán trên ta thấy: Mmax = 8031,4 (kNm)= 803,14 (T.m). 273 Kết quả tính toán tổng hợp trong bảng và hình vẽ dưới đây: a) Sơ đồ tính toán ; b) Lực trục thanh chống, mômen;
Hình 5.41. Giai đoạn đào thứ 7- cho ví dụ 5.9. 5.8.4.2. Tính toán tường liên tục theo phương pháp phần tử hữu hạn hệ
thanh trên nền đàn hồi
định nội lực, chuyển vị của tường chắn trong quá trình thi công. n- 274 Hình 5.42. Sơ đồ chuyển vị của tường chắn/cọc và áp lực ngang của đất khi chưa lắp hệ chống/ neo a) b) c) Hình 5.43. Trước khi lắp chống 1 Hình 5.44. Lực trục tăng trước cho chống
Ví dụ : Trên hình 5.42b trước khi lắp thanh chống tường có giá trị chuyển vị
là
. Giá trị này sẽ tăng khi tiếp tục đào sâu hơn và sẽ xuất hiện nội lực lớn trong
tường. Để giảm chuyển vị này ta tăng một lực trước Nt tạo ra chuyển vị ngược lại 275 0 . Do đó tại vị trí này khi lắp thanh chống cần tăng trước một lực nào đó. Hình 5.45. Sơ đồ tính toán lực trục tăng trước của tầng chống. Hình 5.46. Kết quả cộng nội lực và
chuyển vị cho tầng chống. 276 277 278 Ví dụ 5.11. Tính toán nội lực tường tầng hầm Tính toán nội lực xuất hiện trong tường tầng hầm có mái cao hơn cốt san nền xung quanh với các số liệu sau: q=10kN/m2. Đất bên ngoài tường tầng hầm có các chỉ tiêu cơ lý như sau:
=360; =19kN/m3; chiều cao tầng hầm H= 3,6m; chiều cao chôn móng so với cốt san nền H1= 3,0m Giải: Ta tính toán cho 1m dài tường.
Tính áp lực chủ động:
cd= tg2(450-/2)=tg2(450-36/2)=0,26
Tính áp lực bên trên (tại cốt san nền) và dưới tầng hầm (cốt chân tường): =q.cd= 10kN/m2.0,26= 2,6kN/m2
= H1..cd=3.19.0,26= 14,82kN/m2 n=H1/H=0,833
Lấy hệ số xoay của móng m1 =0,8 và m2= 1,4(m1 +0,2)=1,4(0,8+0,2)=1,4 279 Tính mô men tại mức chân tường: Mìnf = m2 = 1,4 =23,94kN.m = =11,78kN QSUP = Qinf = n.H = 0,833.3,6 =24,37kN Tại vị trí có mô men dương lớn nhất: Z0= = = 2,45m Giá trị mô men dương lớn nhất (tại vị trí Z=2,45m): MZ =QSUPZ - 0,5 =11,78.2,45 - 0,5 =20,12kN.m Khi tường hoặc các pa nen riêng biệt của tường có tỷ lệ cạnh nhỏ hơn 3,
trong tính toán cần xét đến sự làm việc không gian của chúng, sử dụng các
phương pháp cơ học kết cấu áp dụng cho bản để tính mô men trong hướng ngang
và hướng đứng. Các công thức và bảng để tính các bản như vậy cho trong các tài
liệu, sổ tay chuyên dùng. Trong những trường hợp khi số liệu trong các sổ tay
không có (khi tỷ lệ cạnh tấm tương ứng từ 1,5…2 đến 3) thường sử dụng các thao
tác đơn giản sau. 280 Hình 5.50. Sơ đồ tính toán tường công trình ngầm nhiều tầng
có khung toàn phần (a) và không có khung (b). Ví dụ 5.12. Tính toán tải trọng động đất lên tường chắn “Tường trong đất” 1. Điều kiện địa chất- công trình Kết quả khoan thăm dò ngoài hiện trường và thí nghiệm mẫu đất ở trong phòng thí
nghiệm cho Công trình tường chắn thuộc quận Ba Đình như sau (địa tầng các lớp theo thứ tự từ
trên xuống dưới): Bảng .511. Chỉ tiêu cơ lý các lớp đất Tên lớp 1 2 3 5 6 4 8 7 5 1,5 1,4 2,6 25.3 17 2 Độ
dày(m) - 34,9 40,2 26 24 29,9 5,0
30 Các
chỉ
tiêu
cơ lí
W % 28,0
0 281 g/cm3 1,74 1,73 1,78 1,86 - 1,85 19,10 g/cm3 1,36 1,24 1,413 1,5 - 1,43 15,70 2,66
0,77 17,8
0
16,0
0
2,66
0,91 0 0
28,4 g/cm3
e
%
n
%
G
Wch %
Wd %
%
Id
IL
cm2/kG
a1-2
kG/cm2
C
Độ
độ 2,67
2,67
2,72
1,014 1,316 0,89
53,5
50,1
90,8
93,2
42,4
43,3
25,7
25,8
17,5
16,7
0,87
0,52
0,047 0,066
0,269 0,109
0
830’ 636’ 24,8 3230’ 3118’ -
-
-
-
-
-
-
-
-
-
-
- 2,66
0,81
50 độ 2030’ 1930’ - 5 34 qc
fs
R0
E0
N30 KG/cm2
KG/cm2
kG/cm2
kG/cm2 8,00
0,333 0,267 0,933
1,00
0,60
1,10
70
20
50
8
5
9 56
1,33
1,50
100
15 -
-
-
-
- 2,72
0,90
47,4
89,7
41,6
25,2
16,4
0,27
0,035
0,393
1030’ 24,8
302
6’
181
9’
190
3,67
3,00
250
8 32
1,870
1,50
100
12 500
100 282 LỚP CÁT PHA XÁM GỤ, HỒNG, TRNGJ THÁI DẺO LỚP CÁT PHA XÁM VÀNG, XÁM XANH, DẺO Hình 5.51. Trụ địa chất của nền đất khu vực xây dựng công trình 2. Điều kiện địa chất thuỷ văn:
Phạm vi khảo sát chỉ tồn tại nước dưới đất. Nước dưới đất tàng trữ chủ yếu trong các lớp (2),
(3), (4),(5), (6), (7). Nguồn cung cấp cho nước dưới đất chủ yếu là nước mưa, nước mặt thấm từ
trên xuống. Tại thời điểm khảo sát, mực nước dưới đất ổn định cách mặt đất chừng 1,5 m.
3. Lựa chọn sơ bộ kích thước tiết diện Chiều dày tường chọn theo cơ sở sau:
+ Theo yêu cầu chống thấm.
+ Theo giá trị mômen trong tường. Chiều cao làm việc của tường (h0) tính theo công . Với b – chiều rộng của dải tường cần tính toán. Trong bài toán này, thức: h0 = chọn b = 1m (theo chiều cao tường). + Căn cứ vào công nghệ và phương tiện thi công thực tế. Thường thi công cạp tường bằng gầu ngoạm, có các kích thước gầu: 600, 800, 1000, 1200mm. + Chọn theo kinh nghiệm. 283 - Việc thi công tường liên tục trong đất được thực hiện tuần tự theo từng đoạn. Kích thước
của từng đoạn tường phụ thuộc vào việc lựa chọn máy thi công. Việc lựa chọn kích thước tường
có thể tham khảo bảng sau: Bảng 5.12. Một số loại gầu thùng của hãng Bachy Bề dày gầu
(mm)
400
500
600
800
1000
1200
1500
Bề rộng gầu (m) KL
6,5
6,8
7,0
7,5
9,0
11
-
1,8 Tên kiểu gầu và trọng lượng gầu (T)
KF
-
6,4
6,6
-
-
-
-
2,8 KE
-
6,5
6,8
7,2
8,5
10
-
2,2 KJ
-
-
-
-
12
12
12
2,8 BAG
-
-
-
-
16
16,5
17
3,6 Từ bảng trên ta lựa chọn ra kích thước sơ bộ của gầu đào cho hệ tường trong đất của công trình này là: b x h = 800x 2200 (mm)
Lựa chọn chiều cao của tường là: H= 34,5(m). Chiều sâu từ chân tường tới mặt cos 0.00 là 36,5m.
4. Xác định tải trọng đất và nước tác dụng vào công trình khi có động đất Tổng lực thiết kế tác dụng lên tường chắn tại lưng tường, Ed tính theo công thức (5.43) như sau: Trong đó: H -chiều cao tường ; Ews-lực nước tĩnh; Ewd-lực nước động; *- trọng lượng đơn vị
của đất; -hệ số áp lực đất (tĩnh và động); kv-hệ số động đất theo phương đứng.
- Tính toán hệ số kv
Công trình thuộc quận Ba Đình nên ta có gia tốc nền thiết kế là agR= 0,0976.g;
hệ số tầm quan trọng lấy 1 = 1,2
+/ Gia tốc thiết kế: ag= 1,2.0,0976.g= 0,1171.g
g- Gia tốc trọng trường. +/ +/ Từ bảng 5.5 ta có: r = 1
Các lớp đất có NSPT <15 nên nền ở đây là nền loại D, ta có các thông số:
S Loại nền đất TB(s) TC(s) TD(s) D 1.35 0.20 0.8 2.0 Ta có tỷ số - Tính toán hệ số
+/ Lớp đất 2: 284 2 Trong đó: và b: các góc nghiêng của lưng tường và của bề mặt lớp đất đắp so với phương
ngang, Đất thấm nước khi chịu tải trọng động (độ thấm cao) nằm dưới mực nước ngầm – Hệ số áp lực đất. +/ g2*= gbh2 - gw2= giá trị thiết kế của góc kháng cắt của đất: f’d Thay các giá trị vào công thức trên ta được k2 = 1,334
+/ Lớp đất 3: 3 Trọng lượng riêng đẩy nổi của lớp đất 3 g3*= Thay các giá trị vào công thức trên ta được k3 = 1,455
+/ Lớp đất 4: (14) 4 Trọng lượng riêng đẩy nổi của lớp đất 3 g4*= Thay các giá trị vào công thức trên ta được k4 = 1,090
+/ Lớp đất 5: 285 5 Trọng lượng riêng đẩy nổi của lớp đất 3: g5*= Thay các giá trị vào công thức trên ta được k5 = 1,074 - Tính toán tải trọng do đất tác dụng vào lưng tường tại các mức sàn: v2=*2.(1kv).H2=11,83(kN/m2)
q2= *2.(1kv)2.H2= 8,6(1+0,0791).1,334.1,7= 15,776 (kN/m2)
q3’= 8,6.(1+0,0791).1,455.1,7= 17,21(kN/m2)
v3=v2 + *3.(1kv).H3= 11,83+ 7,76(1+0,0791).2,6 =33,6(kN/m2)
q3= v3 .3= 33,6.1,455=48,9(kN/m2)
q’4=v3 .4= 33,6.1,09=36,6(kN/m2)
v4=v3 + *4.(1kv).H4= 33,6 + 8,4(1+0,0791).5,0 =45,32 (kN/m2)
q4=v4 .4 = 45,32.1,09=49,4 (kN/m2)
q’5=v 4 .5= 45,32.1,074= 48,67 (kN/m2)
v5=v4 + *5.(1kv).H5= 45,32 + 9,36.(1+0,0791).8,4 =130,16 (kN/m2)
q5=v5 .5 = 130,16.1,074=139,8 (kN/m2).
Áp lực do nước ngầm tác dụng lên tường chắn: 286 Hình 5. 52. Biểu đồ áp lực đất và nước ngầm lên tường chắn Ed= Ed= 4924,40 kN 287 Hình 6.1. Gia cường vách hầm bằng neo
a- máy khoan ; b-vách đã gia cường neo
Cơ cấu neo được chia thành nhiều loại theo phương pháp thi công, theo vị trí
đặt neo, theo cấu tạo bản thân neo (bản neo, cọc và tường neo, trụ neo dạng giá
cọc). Ở đây ta chỉ nghiên cứu loại neo chôn sâu vào nền đất thông dụng trong xây
dựng công trình (tầng hầm nhà cao tầng, tường chắn đất hoặc vách hố đào sâu...)
thường gọi là neo đất. c b e l Hình 6.2. Các ví dụ sử dụng neo:
a, c- để gia cường tường chắn; b- cho bể chứa, âu thuyền, giếng chìm; d- cho các công
trình thi công bằng phương pháp “tường trong đất”; e- cho công trình dây căng; l- cho ống
khói, cột tháp, chòi cao. 288 Hình 6.3. Sơ đồ sử dụng neo gia cường "tường trong đất" xây dựng lân cận công trình hiện có
Neo được chia ra loại thẳng và loại neo thành phần (không thẳng) (hình 6.4).
Neo thẳng có duy nhất 1 trục dọc cho bộ phận tự do và bộ phận làm việc (bầu
neo) (hình 6.4a). Neo thành phần có bộ phận làm việc (trụ neo) tạo thành một góc
với trục dọc của bộ phận tự do (dây căng). Trụ neo được làm từ các tấm, dầm, cọc
cừ hoặc tường cọc, ống (cọc khoan đóng loại ngắn), khối bê tông…(hình 6.4b).
Khả năng chịu tải của bộ phận neo phụ thuộc vào sức kháng của đất di chuyển chi
tiết trụ theo hướng trục kéo. Hình 6.3 Các sơ đồ gia cường
tường theo 3 tầng neo: 1. tường; 2. đầu
neo; 3. dây (thanh) neo; 4. bầu neo; 5.
đường trượt; I, II, III- trình tự xử lý hố đào
để bố trí tầng neo thứ nhất, thứ hai, thứ
ba. b, a, Hình 6.4. Các sơ đồ neo thẳng (a) và neo thành phần (b):
1- bộ phận tự do. 2- bộ phận làm việc
Khi cần giảm chuyển vị ngang tường chắn có thể sử dụng neo căng trước.
Điều đó có thể hợp lý trong các trường hợp, khi cần ngăn ngừa chuyển vị của
khối trượt và sụt đất lân cận chu vi nhà và công trình hiện có. Sử dụng neo ứng
suất trước cho phép tiến hành xây dựng công trình ngầm trong điều kiện chật chội
không làm biến dạng và hư hỏng công trình lân cận. 289 Hình 6.5. Chi tiết đầu neo
2. Dây neo: có thể sử dụng cáp nhiều sợi hoặc thép thanh. Dây neo được gia
công từ thép có cường độ cao, một mặt chịu kéo tốt, mặt khác chúng có khả năng
chống rỉ tốt hơn. Chúng thường được sản xuất theo sợi hoặc bó cáp từ thép dây
độ bền cao loại B-II, Bp-III. 290 Hình 6.6. Các giải pháp kết cấu bầu neo:
a- loại A đối với neo tạm thời; b- loại B đối với neo cố định. 1- lỗ khoan, 2- lớp vỏ bảo vệ,
3- dây neo, 4- nhân xi măng, 5- định tâm;6- ống trụ thép, 7- mác tít bảo vệ chống rỉ. Hình 6.7. Các sơ đồ làm việc của neo 291 292 Hình 6.9. Sơ đồ tính toán ổn định hệ “tường- đất- neo” theo phương pháp mặt trượt phẳng 2 neo
Trong đa giác lực để tính toán ổn định lăng thể abc1d1 (i=1) bao gồm b1-
trọng lượng lăng thể; lực E và EQ1; RS1 - phản lực khối đất theo đường trượt bc1;
Q1 – lực đảm bảo điều kiện cân bằng giới hạn. 293 294 T ) T ) 0,026 0,012 0,008 Chiều sâu fH của đất cát, độ chặt trung bình MPa
trung bình
của lớp Cát hạt trung Cát nhỏ Cát bụi
, hạt thô
Đất sét có độ sệt IL
0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7
3 0,048 0,035 0,025 0,02 0,008 0,004
5 0,056 0,040 0,029 0,024 0,010 0,006
7 0,060 0,043 0,032 0,025 0,011 0,007
10 0,065 0,046 0,034
15 0,072 0,051 0,038 0,028 0,014 0,010
20 0,079 0,056 0,041 0,030 0,016 0,012
25 0,086 0,061 0,044 0,032 0,018 - Bảng 6.2. Các giá trị A và B 295 0
A
B 14
7,1
2.8 16
7,7
3,3 18
8,6
3,8 20
9,6
4,5 22
11,1
5,5 24
13,5
7,0 26
16,8
9,2 28
21,2
12,2 30
26,9
16,5 32
43,4
22,5 34
44,6
31,0 36
59,6
44,4 Kết quả chính xác hơn có thể nhận được từ tính toán neo trong đất cùng với
đất xung quanh bằng phương pháp cơ học môi trường liên tục hoặc phương pháp
số. Bảng 6.3 Khả năng chịu lực giới hạn của bầu neo, (KN/m) trị lực với vữa xi măng Đối N/X=2:1,2,5:1 khi áp lực bơm vữa Đất Giá
dính C, MPa 296 1MPa 2,5MPa Đất yếu - 0,2- 0,4 0,8-1,0
Mergel 0,03-0,08 0,4- 0,8 1.0-1,3
Đá phấn 0,6-0,7 0,6- 0,7 1,5-1,7
Aliuvi - 0.9- 1,3 1.9- 2,4
Đá vôi 15,0 lớn hơn 4,0 lớn hơn 6 297 Bảng 6.4 Hệ số để xác định đường kính bầu neo dS (theo Bustamente) Loại đất Hệ số Điều kiện bơm vữa xi măng Bơm phun IRS
PiPj Bơm phun IGU
PiPj Thể tích vữa thực tế cần
dùng Vi Cuội sỏi
Cuội sỏi lẫn cát
Cát lẫn cuội sỏi
Cát hạt thô
Cát hạt trung
Cát hạt nhỏ
Cát bụi 1,8
1,6-1,8
1,5-1,6
1,4-1,5
1,4-1,5
1,4-1,5
1,4-1,5 1,3-1,4
1,2-1,4
1,3-1,4
1,1-1,2
1,1-1,2
1,1-1,2
1,1-1,2 Tỷ lệ
nước/X.
M
1,7-2.4 Cát pha nhẹ 1,4-1,6 1,1-1,2 1,7-2.4 Sét và sét pha 1,8-2,0 1,2 1,8
1,8
1,8 1,1-1,2
1,1-1,2
1,1-1,2 1,2 1,1 1,7-2.4 1,5 VS
1,5 VS
1,5 VS
1,5 VS
1,5 VS
1,5 VS
1,5-2VS cho IRS; 1,5 cho
IGU
1,5-2VS cho IRS; 1,5VS
cho IGU
2,5-3VS cho IRS; 1,5-2VS
cho IGU
1,5-2VS đối với tầng cứng
2-6VS đối với tầng nứt gãy 1,7-2.4
1,1-1,5VS đối với tầng có
nứt nhỏ
2VS đối với tầng nứt gãy Đá Marnes
Đá vôi
Đá vôi biến chất
hoặc mảnh vụn
Đá phong hoá hoặc
mảnh vụn
Ghi chú: Pi- áp lực phun ở đầu lỗ khoan; Pj- áp lực giới hạn của đất (xác định theo Presiometre); VS- thể tích vữa theo lý thuyết đối với bầu neo. IRS- bơm ép vữa lặp nhiều lần với áp suất 4MPa vàIGU- Bơm ép vữa 1 lần với áp suất
1MPa. Cả hai trường hợp số măng sét trong mỗi mét dài của ống bơm phải có 2-3 cái để
bơm vữa. Khả năng chịu tải và chiều dài ngàm neo cuối cùng được xác định bằng cách thí nghiệm thử đã miêu tả đối với neo đất. Ví dụ 6.1. Tính toán khả năng chịu tải của neo Tính toán khả năng chịu tải của neo cố định với các số liệu sau đây:
Nền đất cát pha có e=0,75, góc ma sát trong =250, lực dính CH=10kPa trọng lượng thể
tích tự nhiên w= 18kN/m3, độ sệt IL=0,6. Dự kiến đường kính lỗ khoan = 16cm, chiều dài
bơm bầu neo l=10m, lượng vữa bơm là 1,4m3 tâm bầu neo đặt tại chiều sâu hd=7m, đặt nghiêng
góc 300 so với đường nằm ngang. 298 Giải:
Ta xác định đường kính bầu neo có thể đạt được: = 0,645m Với độ sâu trung bình của neo 7m, theo bảng 6.1 xác định được:
fS= 11kPa và với góc ma sát trong của đất =250 theo bảng 6.2 xác định đựoc A= 16,15 và B= 7,1. Pd = K0 . mf . fH . l + K0 (AcH + B hd) (S – Sc) = 0,6.3,14.0,645.0,5.11.10+0,6(16,15.10+7,1.18.7)( ) =263,2kN Tải trọng cho phép tác dụng lên neo:
Pn=Pd/1,4= 188kN
Nếu ta dùng thanh neo bằng thép có ứng suất kéo T =3600kg/cm2 thì diện tích thanh neo cần chọn là: = 8,8cm2 AS Do bố trí nghiêng theo góc 300, thực tế khả năng chịu tải trọng ngang của neo:
QiK=Pncos 300= 188.0,87= 164kN Số liệu neo và sơ đồ bố trí xem hình 6.10;
Lực tác dụng lên neo quy về hình chiếu ngang là YAh = N1 = 218,14 KN
Tính chất cơ lý của nền đất như sau: Ví dụ 5.14. Kiêm tra cường độ và ổn định của tường chắn gia cường neo với các số liệu
sau đây:
-
-
- Hình 6.10. Sơ đồ kiểm tra ổn định neo thứ nhất 299 1. Kiểm tra ổn định tổng thể. bt + q).a = ( 1,5.18,72+15).0,578 = 25 Kpa bt + q).a = (1,5.18,72+14,5.8,054+15).0,578 = 92,4Kpa * Xác định trọng lượng của khối đất giữa tường giả định và tường cừ:
G = Gabcd + Gdcef
Trong đó :
- Gabcd = 12,56.1,5.18,72 = 353 KN : trọng lượng của khối đất nằm trên mực nước ngầm.
- Gdcef = (8,75+14,5)/2.12,56.8,054 = 1176 KN : trọng lượng khối đất nằm dưới mực nước ngầm → G = 353+1176= 1529 KN
* Xác định áp lực chủ động lên tường chắn af:
+ Tại z = 1,5m :
Pc,z = (σz
+ Tại z=16:
Pc,z = (σz
Vậy áp lực chủ động tác dụng lên tường chắn sẽ là :
Eah = ½.25.1,5+25.14,5+1/2.(92,4-25).14,5 = 870 Kpa
* Xác định áp lực đất chủ lên tường giả định eb :
+ Tại z = 1,5m:
Pc,z = 25 Kpa
+ Tại z = 10,25m:
Pc,z =(1,5.18,72+8,75.8,054+15).0,578 = 66 Kpa.
Vậy áp lực chủ động tác dụng lên tường chắn sẽ là:
E1h = ½.1,5.25+25.8,75+1,/.(66-25).8,75=217 Kpa
* Lực ngang lớn nhất có thể chịu được của neo là KAh được xác định theo công thức sau: m
5 , m
5 1 , 1 m
5
2 m
5
7 , , 8 0
1 m
5 m
6
1 , 4
1 Hình 6.11. Biểu đồ áp lực đất lên thân tường a) Biểu đồ áp lực chủ động của tường giá định af
b) Biểu đồ áp lực chủ động của tường giá định be Trong đó: + δ =0 : góc ma sát giữa tường và đất
+ φ = 15,50 300 + θ = = 24,50 (xem hình vẽ) Hệ số an toàn ổn định tổng thể : Thoả mãn yêu càu ổn định tổng thể 2. Kiểm tra sức chịu tải của nền đất dưới chân tường:
Cắt 1 dải tường có kích thước b.h=0,8.1(m)
Điều kiện: Trong đó:
+ ptc : Áp lực tiêu chuẩn ở đáy tường
+ Ntc : Tải trọng công trình truyền xuống , trường hợp này =o do bên trên không xét công trình xây dựng. + Gtc : Trọng lượng của mỗi mét dài tường
+ b : Bề dày tường
+ Rtc : Áp lực giới hạn biến dạng tuyến tính của nền đất dưới chân tường
Rtc = A.b.γ + B.h.γ, + D.c
* Xác định giá trị Rtc :
- b=0,8m
- h=16m: chiều dài tường
- γ : dung trọng lớp dất dưới chân tường : γ=γdn=8,054KN/m3
- γ, : dung trọng trung bình từ chân tường trở lên : - c- là lực dính của đất dưới chân tường: c=12,04 Kpa :
- A,B,D các hệ số phụ thuộc φtb với φtb = 15,50 tra bảng ta có : A=0,34; B=2,36; D=4,92;
Thay các giá trị vào công thức ta có :
Rtc = 0,34.0,8.8,054+2,36.16.9,054+4,92.12,04=430,3Kpa
* Trọng lượng mỗi mét dài tường là :
Gtc=γbt.b.h=2,5.0,8.16=320KN
→ptc = Gtc/b=320/0,8=400Kpa
Ta thấy ptcbd =
(2.19)
- tổng lực nén tiêu chuẩn do đoạn tường chiều dài ld tác dụng lên đỉnh
móng (ld có thể lấy bằng chiều dài móng hoặc 1m).
- Móng băng dưới tường ngang.
b=
(2.20)
tổng lực nén tiêu chuẩn do đoạn tường chiều dài n tác dụng lên đỉnh
móng.
khoảng cách giữa 2 mép gần nhau của 2 tường dọc, (Hình 2.17).
khoảng cách giữa 2 mép gần nhau của 2 móng tường dọc (Hình 2.17).
-
n
-
lng = n1
-
Bước 2: Kiểm tra điều kiện áp lực lên lớp đất yếu (nếu cần)
Bước 3: Kiểm tra nền theo trạng thái giới hạn II và I (nếu cần).
Ví dụ 2.6
b) Móng băng dưới tường chịu tải lệch tâm
Cắt ra một dải móng dài l = 1m hoặc xét toàn bộ móng (trường hợp tải trọng
phân bố không đều) rồi xác định kích thước sơ bộ như một móng chữ nhật. Chú
ý là móng chịu uốn theo phương cạnh ngắn.
c) Móng băng một phương dưới dãy cột
Chiều dài móng băng dưới dãy cột thường được chọn trước với một phần
móng vươn quá trọng tâm cột biên một đoạn 1/81/4 nhịp biên nhưng không
quá 1,5m nhằm giảm mômen trong móng.
Bề rộng đáy móng được xác định sơ bộ bằng cách xét cả móng như một móng
chữ nhật. Tải trọng tại đỉnh móng chỉ xét mômen uốn tác dụng theo phương
cạnh ngắn vì mômen uốn tác dụng theo phương cạnh dài gây ra áp lực lên nền
không lớn và có tính cục bộ không thể tính toán theo công thức Sức bền vật liệu
như móng cứng được. Sau khi tính toán tổng thể hệ móng công trình, bề rộng
móng cuối cùng được kiểm tra theo điều kiện áp lực tiêu chuẩn ở đáy móng và
được điều chỉnh theo điều kiện độ lún lệch tương đối giữa các chân cột liền kề.
Điều kiện áp lực tiêu chuẩn ở đáy móng:
(2.21)
- tổng tải trọng nén tiêu chuẩn tác dụng tại đỉnh móng.
xác định được từ kết quả phân tích dầm trên nền đàn hồi chịu tải trọng
tiêu chuẩn.
hệ số độ tin cậy chung (n=1,2).
-
n
-
- áp lực tiêu chuẩn lên nền do trọng lượng móng và đất trên móng gây ra.
Chiều dài mỗi dải móng chọn trước như móng băng một phương. Bề rộng đáy
móng có thể xác định sơ bộ một cách đơn giản bằng cách xét độc lập từng dải
móng tương tự như móng băng 1 phương, tức là chỉ xét mômen uốn tác dụng
theo phương cạnh ngắn. Bề rộng móng cuối cùng được kiểm tra theo điều kiện
áp lực tiêu chuẩn ở đáy móng cho từng dải và được điều chỉnh theo điều kiện độ
lún lệch tương đối giữa các chân cột liền kề sau khi phân tích hệ móng băng
giao thoa theo bài toán dầm trên nền đàn hồi.
2.2.6. Móng bè
Bước 1: Chọn sơ bộ bề rộng của móng bè bằng bề rộng mặt bằng công trình.
Bước 2: Xác định cường độ tính toán trên nền R:
R =
Bước 3: Xác định kích thước sơ bộ đáy móng Am:
Am =
- tổng lực nén tiêu chuẩn tác dụng tại đỉnh móng bè
Bước 4: So sánh A với A1 là diện tích mặt bằng công trình
- Nếu A < A1 thì chọn kích thước tiết diện móng bè theo kích thước mặt bằng
công trình A=A1, nếu A<< A1 thì nên chuyển sang làm móng băng giao thoa.
- Nếu A > A1 thì tính b.
Bước 5: Chọn b, l
Đối với móng bè, sự phân bố áp lực lên nền chủ yếu phụ thuộc vào sự chênh
lệch tải trọng nén tác dụng tại vị trí chân các kết cấu (cột, tường), nhịp kết cấu
và độ cứng bản móng, ít phụ thuộc vào trị số mômen và lực cắt tại chân kết cấu.
Do đó xác định sơ bộ bề rộng đáy móng có thể bỏ qua ảnh hưởng của mômen.
Có thể lấy k = l/b xấp xỉ bằng tỷ số kích thước tiết diện mặt bằng công trình nếu
không bị hạn chế về mặt bằng bố trí. Thường cấu tạo bản móng bè vươn ra khỏi
mặt bằng công trình theo hai phương đoạn 1/81/4 nhịp bên trong liền kề nhưng
không quá 1,5 m nhằm giảm mômen trong bản.
Chọn b, l làm tròn theo đơn vị cm,
Bước 6: Tính móng bè như bản trên nền đàn hồi
Tải trọng sử dụng là tải trọng tiêu chuẩn. Từ đó xác định được sự phân bố áp lực
tiêu chuẩn lên nền.
Bước 7: Kiểm tra điều kiện áp lực tiêu chuẩn ở đáy móng
Điều kiện kiểm tra:
(2.22)
: xác định được từ kết quả tính toán bản trên nền đàn hồi.
Nếu điều kiện áp lực tiêu chuẩn ở đáy móng không thoả mãn thì điều chỉnh bằng
cách thay đổi chiều dày bè, kích thước đáy bè hoặc chiều sâu chôn móng.
Bước 8: Kiểm tra điều kiện áp lực lên lớp đất yếu (nếu cần).
Bước 9: Kiểm tra nền theo trạng thái giới hạn II và I (nếu cần).
2.3. Tính toán nền theo trạng thái giới hạn
Nền đất được tính toán theo hai trạng thái giới hạn: Trạng thái giới hạn thứ
nhất (trạng thái giới hạn về cường độ) và trạng thái giới hạn thứ hai (trạng thái
giới hạn về điều kiện sử dụng bình thường).
2.3.1. Tính nền theo trạng thái giới hạn I
Mục đích của tính toán nền theo TTGHI là đảm bảo độ bền của nền của tính ổn
định của nền đất không thuộc loại đá, cũng như không cho phép móng trượt theo
đáy hoặc lật.
Việc tính nền theo TTGHI cần phải tiến hành trong các trường hợp sau:
- Có những tải trọng ngang đáng kể truyền lên nền (tường chắn, móng của
những công trình chịu lực đẩy...) trong đó có tải trọng động đất;
- Móng hoặc toàn bộ công trình đặt ở mép mái dốc hoặc ở gần lớp đất có độ
nghiêng lớn;
- Các nền đất sét yếu bão hoà nước có hệ số cố kết Cv107cm2/năm
- Nền cấu tạo bằng các loại đá.
Cho phép không tiến hành tính toán nền theo TTGHI đối với hai trường hợp đầu
tiên ở trên nếu bằng các giải pháp kết cấu, đảm bảo cho móng đang xét không
chuyển vị ngang.
Tính nền theo TTGHI có thể được tiến hành theo 3 phương pháp: phương pháp
giải tích, phương pháp đồ giải - giải tích (phương pháp mặt trượt trụ tròn) và
phương pháp số (phần tử hữu hạn, sai phân hữu hạn, phần tử biên...).
2.3.1.1. Phương pháp giải tích
Điều kiện kiểm tra:
N =
(2.23)
N: trị số tính toán của tải trọng theo tổ hợp bất lợi nhất xuống nền theo hướng
nào đó
: sức chịu tải của nền theo hướng tải trọng tác dụng
ktc:Hệ số độ tin cậy, do cơ quan thiết kế quy định tuỳ thuộc tính chất quan trọng
của nhà hoặc công trình, ý nghĩa của hậu quả mất khả năng chịu tải của nền,
mức độ nghiên cứu điều kiện nền đất và được lấy không nhỏ hơn 1,2.
a) Nền đá
Sức chịu tải của nền đá được xác định không phụ thuộc vào độ sâu chôn móng:
Rđc
(2.24)
Rđc - cường độ tính toán của mẫu đá khi nén ở trạng thái bão hoà nước.
,
- là chiều dài và chiều rộng tính đổi của móng
= l - 2el
= b - 2eb
el,eb - là độ lệch tâm của điểm đặt hợp lực theo hướng trục dọc và trục ngang của
móng.
Hình 2.18 Xác định kích thước tính đổi móng chữ nhật
a) chiều rộng ; b) chiều dài
b) Nền đất
Phương pháp giải tích được áp dụng cho trường hợp nền đất đồng nhất, mặt đáy
móng phẳng và phụ tải 2 bên móng có trị số không chệch nhau quá 25%.
.
Trong thực tế thường gặp trường hợp tải trọng lệch tâm do đó ứng suất sẽ phân
bố không đều trên diện đáy móng l x b. Để đơn giản ta cho phép thay ứng suất
phân bố không đều bằng ứng suất phân bố đều nhưng trên diện đáy móng quy
ước
Chú ý: "b" dùng để ký hiệu cho cạnh móng có phương trùng với phương tác
động của mômen và phương có thể bị mất ổn định (ép trồi đất).
* Đối với đất nền đã cố kết xong dưới tác dụng của tải trọng thì thành phần
thẳng đứng của khả năng chịu tải được xác định theo biểu thức:
)
.
(AI
(2.25)
h: độ sâu chôn đáy móng. Trường hợp phụ tải 2 bên móng chênh lệch nhau thì
trị số h lấy ứng với phía có phụ tải nhỏ hơn).
AI, BI, DI: các hệ số không thứ nguyên xác định theo công thức:
; DI=
; BI=
: các hệ số sức chịu tải, phụ thuộc vào
,
,
, tra theo đồ thị (Hình 2.20).
, góc nghiêng
AI=
,
, ic: hệ số ảnh hưởng của góc nghiêng tải trọng, phụ thuộc
của tổng hợp lực tải trọng so với phương thẳng đứng tra theo đồ thị
(Hình 2.21).
, Nq, Nc: hệ số ảnh hưởng của tỷ số các cạnh đáy móng chữ nhật.
=
;
;
; Nq=
Nc=
Với n =
. Nếu n =
< 1 thì phải lấy n = 1.
, cI: trị số tính toán thứ nhất của trọng lượng riêng và lực dính hiệu quả của đất
:
ngay dưới đáy móng
trị số tính toán thứ nhất của trọng lượng riêng hiệu quả trung bình của đất
từ đáy móng trở lên.
, Nq, Nc bằng 1.
Công thức (2.25) chỉ đúng với trường hợp khi góc nghiêng của hợp lực, so với
đường thẳng đứng , nhỏ hơn góc ma sát trong I của đất. Khi tỷ số giữa các
cạnh n>5, móng được xem là ở dạng móng băng và các hệ số
* Nếu có lớp sét yếu bão hoà hoặc bùn có độ bão hoà G0,85 và hệ số cố kết
Cv107cm2/năm nằm ở chiều sâu nhỏ hơn 0,75b và trong chiều sâu chịu nén
không có lớp đất thoát nước nào thì thành phần thẳng đứng của sức chịu tải
được xác định không kể đến góc ma sát trong (I = 0) theo các công thức sau:
- Móng băng:
(2.26)
- Móng chữ nhật (l<3b):
(2.27)
q - Phụ tải ở phía đất giả thiết bị đẩy trồi (có kể đến trọng lượng của nền tầng
-
hầm hoặc tầng ngầm kỹ thuật).
Góc nghiêng của hợp lực tải trọng ngoài so với phương thẳng đứng (tính
bằng rađian), lấy giá trị dương (+) nếu thành phần nằm ngang của hợp lực
hướng về phía đất giả thiết bị đẩy trồi và lấy giá trị âm (-) trong trường hợp
ngược lại.
khác nhau).
- Phụ tải 2 bên móng chênh lệch nhau quá 25%
- Móng đặt trên mái dốc, đặt dưới mái dốc hoặc đặt trên 1 tầng đất phân bố rất
dốc.
- Khi gặp những đất chậm cố kết phải xét đến ảnh hưởng của áp lực nước lỗ
rỗng dư làm giảm sức chống cắt của đất. Trong những trường hợp như vậy,
phải dùng phương pháp đồ giải-giải tích với giả thiết mặt trượt là mặt trụ tròn
để đánh giá khả năng chịu tải của nền.
Trong phương pháp đồ giải-giải tích, người ta tính theo sơ đồ baì toán phẳng kể
cả đối với các móng chữ nhật (thiên về an toàn). Tức là cắt ra một đoạn dài 1
đơn vị để tính toán. Khi đó các trị số thể tích biểu diễn bằng số đo diện tích.
Nội dung phương pháp:
Để kiểm tra khả năng chịu tải của nền bằng phương pháp này, cần phải tìm ra
vị trí tâm và trị số bán kính cung trượt nguy hiểm nhất theo phương pháp thử
dần. Khả năng chịu tải của nền được xem như đảm bảo nếu tỷ số giữa mômen
cản trượt theo mặt trượt được chọn và mômen các lực trượt không nhỏ hơn 1,2.
Giả thiết mặt trượt là 1 cung tròn đi qua mép móng tâm O1, bán kính R1. Chia
lăng thể trượt thành nhiều mảnh bằng các mặt phẳng cắt thẳng đứng, các mảnh
và cung trượt trong phạm vi mỗi mảnh chỉ cắt
được chia ra có bề rộng bi
qua một loại đất (, c = const). (Hình 2.22).
Hình 2.22 Phương pháp mặt trượt trụ tròn
Bỏ qua lực tương tác giữa các mảnh:
Xét phân tố trượt thứ i (Hình 2.23):
Tổng các lực thẳng đứng tác dụng lên phân tố là:
Gi = Qi + Pi
Pi =
Qi = Ađi . I : trọng lượng bản thân của phân tố đất
thứ i
Ađi: Diện tích phần đất của mảnh thứ i
Phân tích Gi thành 2 thành phần tiếp tuyến và hướng
tâm với đường trượt:
N1= Gi.cosi
T1= Gi.sini
Xét cân bằng của toàn bộ lăng thể trượt gồm n phân tố
có xu hướng trượt xoay theo chiều kim đồng hồ dưới
tác dụng của tải trọng.
- Lực gây trượt là tổng các thành phần Ti của các phân
tố có trọng tâm ở bên phải đường thẳng đứng đi qua
tâm O. Nếu có J phân tố như vậy thì:
Ttrượt =
- Các lực chống trượt (giữ) gồm: Thành phần Ti của các phân tố còn lại có trọng
tâm ở bên trái đường thẳng đứng qua tâm O và thành phần lực dính và ma sát
trên toàn cung trượt. Nếu có n phân tố được chia ra thì tổng lực giữ là:
=
+
Hệ số ổn định của khối trượt ứng với mặt trượt giả định:
=
ki =
ki =
(2.28)
Giả thiết nhiều tâm trượt khác nhau, vẽ các mặt trượt ta xác định được các hệ số
ổn định ki tương ứng. Từ đó xác định được kmin . Để nền móng đảm bảo ổn định
thì kmin 1,2.
Việc tính toán ổn định trượt phẳng được thực hiện khi góc nghiêng của hợp
lực tải trọng so với đường thẳng đứng lớn hơn góc ma sát trong I của đất.
Điều kiện ổn định:
k =
1,2
(2.29)
Tgiữ , Ttrượt : tổng hình chiếu trên mặt trượt của các lực tính toán chống trượt
và gây trượt.
Chú ý:
- Chỉ cần kiểm tra ổn định trượt phẳng cho những công trình chịu tải trọng
ngang tác dụng dài hạn ví dụ như áp lực đất, áp lực thuỷ tĩnh vì trượt phẳng
cần có thời gian lâu dài để phát triển.
- Các công trình có móng được giằng vào nhau thành một hệ thống nhất thì sẽ
không xảy ra trượt cục bộ từng móng, chỉ có thể xảy ra trượt toàn bộ công
trình.
- Khi kiểm tra ổn định trượt phẳng hệ số độ tin cậy của tĩnh tải, hoạt tải tham
gia vào thành phần Tgiữ phải lấy trị số nhỏ hơn 1.
2.3.2. Tính nền theo trạng thái giới hạn II
2.3.2.1. Các điều kiện kiểm tra
Mục đích của tính toán nền theo TTGH2 là nhằm khống chế biến dạng của
công trình không vượt quá các giới hạn cho phép để sử dụng công trình được
bình thường, không làm mất mĩ quan công trình, để nội lực bổ sung xuất hiện
trong kết cấu công trình do lún không đều gây ra không làm hư hỏng kết cấu.
Tính nền theo TTGH2 phải kiểm tra một số hoặc toàn bộ các điều kiện sau:
(2.30)
S- độ lún tuyệt đối lớn nhất Smax hoặc độ lún trung bình Stb của các móng trong
công trình
Smax = max(Si)
Si: độ lún móng thứ i có diện tích Ai
n: Số lượng móng trong công trình
- đối với nhà khung là độ lún lệch tương đối giữa các móng liền kề trong
công trình:
- độ lún lệch tương đối giữa hai móng i và móng j liền kề:
Si , Sj - là độ lún trung bình của móng i và móng j
Lij - khoảng cách giữa trọng tâm hai cột được đỡ bởi móng i và móng j,
trường hợp móng hợp khối thì Lij được xác định từ trọng tâm đáy
móng hợp khối.
S - đối với nhà tường chịu lực là độ võng xuống hoặc vồng lên tương đối.
Độ võng xuống tương đối:
Độ vồng lên tương đối:
S1 , S3- lần lượt là độ lún của chân tường tại mép tường bên trái, mép tường
bên phải của đoạn tường đang xét.
S2 - độ lún của chân tường tại trung điểm đường thẳng nối điểm 1 và 3
L1,3 - khoảng cách đoạn tường đang xét từ điểm 1 đến điểm 3.
i- độ nghiêng theo phương dọc hay phương ngang của móng các công trình cao
cứng.
;
S1, S2- độ lún của 2 điểm ở mép đáy móng thuộc cạnh dài.
S3, S4- độ lún của 2 điểm ở mép đáy móng thuộc cạnh ngắn.
, igh - trị số giới hạn cho phép của các loại biến dạng tương ứng tra Bảng
,
2.7.
Khi tính nền theo TTGH2 trước hết tra Bảng 2.7 để biết cần tính theo loại
biến dạng nào và trị số giới hạn cho phép là bao nhiêu.
Độ lún ổn định của nền có thể tính theo hai phương pháp: phương pháp cộng
Đối với móng có kích thước không lớn (bề rộng hoặc đường kính nhỏ hơn
lún các lớp phân tố và phương pháp lớp biến dạng tuyến tính.
Để xác định sơ đồ tính toán nền phù hợp có thể thực hiện như sau:
-
10m), đầu tiên xác định phạm vi vùng chịu nén (giới hạn nền) H theo phương
pháp cộng lún các lớp phân tố. Nếu trong phạm vi H xuất hiện lớp đất có mô
Đối với móng có kích thước lớn (bề rộng hoặc đường kính lớn hơn 10m),
đun biến dạng E ≥ 100 MPa hoặc lớp đá cứng thì độ lún của nền được tính theo
phương pháp lớp biến dạng tuyến tính, nếu không thì tính theo phương pháp
cộng lún các lớp phân tố.
-
đầu tiên xác định chiều dày của lớp tuyến tính có chiều dày hữu hạn Hhh . Nếu
trong phạm vi Hhh có lớp đất có mô đun biến dạng E <10 MPa, hoặc khi lớp đất
ngay dưới Hhh có E <10 MPa và dày hơn 5m thì độ lún của nền tính theo phương
pháp cộng lún các lớp phân tố, nếu không thì tính theo phương pháp lớp biến
dạng tuyến tính.
2.3.2.2. Tính lún theo phương pháp cộng lún các lớp phân tố
Bước 1: Xác định áp lực gây lún ở đáy móng
- Trường hợp hố móng thi công trong thời gian ngắn, đất dưới đáy hố móng
chưa kịp nở ra do mất áp lực bản thân:
pgl
(2.31)
- áp lực tiêu chuẩn trung bình tại đáy móng
- ứng suất bản thân tại đáy móng kể từ mặt đất tự nhiên.
- Trường hợp hố móng thi công trong thời gian dài (các móng có bề rộng hoặc
đường kính ≥ 10 m), đất dưới đáy hố móng đã nở hoàn toàn ra do mất áp lực bản
thân, đất nền sẽ bị lún dưới tác dụng của toàn bộ áp lực đáy móng.
pgl
Bước 2: Chia nền dưới đáy móng thành các lớp đất mỏng
Các lớp đất chia ra phải thoả mãn 2 điều kiện:
- Trong phạm vi mỗi lớp chia tính nén của đất không đổi: Eo = const. Nếu tính
biến dạng Eo của các lớp đất liền kề khác nhau thì mỗi lớp chia phải đồng nhất.
- Chiều dày mỗi lớp chia không vượt quá 0,25b (b:bề rộng đáy móng).
Bước 3: Vẽ biểu đồ
,
và xác định phạm vi vùng chịu nén H
= Ko.pgl
(2.32)
Ko tra Bảng 2.8 phụ thuộc tỷ số = l/b và = 2z/b
(2.33)
i- trọng lượng riêng hiệu quả của lớp đất i, lấy bằng trọng lượng riêng tự nhiên
cho đất trên mực nước ngầm, trọng lượng riêng đẩy nổi cho đất dưới mực
nước ngầm. Riêng đối với đất sét cứng, nửa cứng (IL ≤ 0,25), không thấm
nước thì lấy bằng trọng lượng riêng bão hoà.
hi-chiều dày lớp đất có trọng lượng riêng hiệu quả i.
H-
phạm vi vùng chịu nén, xác định từ đáy móng đến độ sâu tại đó
, trường hợp dưới độ sâu tìm được theo điều kiện trên là lớp đất
yếu có E < 5 MPa thì phạm vi vùng chịu nén lấy đến độ sâu thoả mãn
.
,
Tính toán
đồng thời bằng cách lập một bảng tính toán để trong quá trình tính toán
và xác định phạm vi vùng chịu nén H cần được tiến hành
có thể xác định được ngay chiều sâu tắt lún, tránh tính
,
dưới chiều
và
sâu vượt quá phạm vi vùng chịu nén của nền.
Bước 4: Tính độ lún của nền
S =
n - số lớp phân tố trong phạm vi giới hạn nền
Si - độ lún của lớp phân tố thứ i,
Si =
(2.34)
= 0,8 - hệ số không thứ nguyên.
- diện tích biểu đồ
trong phạm vi lớp phân tố i,
=
- ứ ng suất gây lún trung bình trong phạm vi lớp phân tố i được xác định
bằng trung bình cộng ứng suất gây lún tại đáy và đỉnh lớp phân tố.
hi - chiều dày lớp phân tố i.
đá cứng thì Hhh xác định từ đáy móng đến đến lớp đất hay đá đó.
- Móng có bề rộng hoặc đường kính lớn hơn 10m, Hhh xác định như sau:
Hhh = 9 + 0,15b = Hs đối với nền là đất dính: sét, sét pha, cát pha
Hhh = 6 + 0,1b = Hc đối với nền là đất rời: cát sỏi, cát to, cát trung, cát
nhỏ, cát bụi.
Nếu trong nền có cả đất dính và đất rời, từ đáy móng đến độ sâu Hc có những
lớp đất loại sét, ta phân biệt các trường hợp sau đây:
+ Trong phạm vi từ Hc đến Hs chỉ có đất rời
Hhh = Hc +
Ở đây,
Là tổng chiều dày các lớp đất dính trong phạm vi Hc.
+ Trong phạm vi từ Hc đến Hs chỉ có đất dính
Hhh = Hc +
+ Trong phạm vi từ Hc đến Hs chỉ có cả đất dính và đất rời
Hhh = Hc +
Trị số của Hhh cần cộng thêm chiều dày lớp đất ngay dưới nếu lớp đất đó có
E < 10 MPa và dày ≤ 5m.
Trường hợp xuất hiện lớp đất có mô đun biến dạng E ≥ 100 MPa hoặc lớp đá
cứng trong phạm vi Hhh xác định ở trên, chiều dày nền hữu hạn tính từ đáy
móng đến lớp đất hay đá đó.
Bước 3: Tính toán độ lún của nền
. b.M
(2.35)
bề rộng móng hình chữ nhật hoặc đường kính móng tròn
b -
M - hệ số điều chỉnh kể đến hiện tượng tập trung ứng suất trong nền đất khi
tầng đá cứng nằm gần đáy móng, tra Bảng 2.9 phụ thuộc tỷ số 2Hhh/b hoă ̣c
Hhh/r.
ki, ki-1 - hệ số phụ thuộc hình dạng đáy móng ứng với độ sâu zi-1 tại đỉnh và zi tại
đáy lớp đất thứ i, tra Bảng 2.10 phụ thuộc tỷ số l/b, 2zi/b đối với ki , phụ
thuộc tỷ số l/b, 2zi-1/b đối với ki-1 (Hình 2.27)
(2.36)
- tải trọng nén tính toán tác dụng tại đỉnh móng
-
trọng lượng riêng trung bình của móng và đất trên móng, thường
tb
chọn từ 2022 kN/m3.
h - chiều sâu chôn móng (Hình 2.8).
n - hệ số độ tin cậy của trọng lượng vật liệu móng và đất trên móng, n =1,1.
Am- diện tích đáy móng, Am = l.b.
Bước 2: Xác định góc mở giới hạn
Để cánh móng không bị uốn do phản lực nền cần khống chế góc mở hay
cotg = H/L của toàn móng hay của từng bậc móng cotgi =hbi/abi không được
quá lớn.
Trị số giới hạn của cotg phụ thuộc loại móng, mác bê tông, cường độ tính toán
trung bình dưới đáy móng, tra Bảng 2.11 và Bảng 2.12.
Bước 3: Xác định chiều cao móng
(2.37)
hm= max (L[cotg], B[cotg])
,
bc , lc : lần lượt là bề rộng và chiều cao tiết diện chân cột.
Bước 4: Cấu tạo móng
Do điều kiện thi công và kích thước "viên xây" (gạch, đá hộc...) móng cứng
thường cấu tạo dạng bậc. Chiều cao của bậc móng đá hộc lấy bằng hai dẫy đá
xây, phụ thuộc vào kích thước của đá, hb = 33 60 cm. Đối với móng bê tông
đá hộc thì hb ≥ 30 cm.
Bảng 2.11 Trị số cotg =
đối với móng bê tông
Áp lực trung bình dưới đáy móng do tải
trọng tính toán gây ra
Móng bê tông
Mác bê tông
> 150 kPa
Móng đơn
Móng băng
< 100
≥ 100
< 100
≥ 100
≤ 150 kPa
1,65
1,50
1,50
1,35
2,00
1,65
1,75
1,50
Bảng 2.12 Trị số cotg =
của móng đá hộc và bê tông đá hộc
Áp lực trung bình dưới đáy móng do tải
trọng tính toán gây ra
Móng đá hộc và bê
tông đá hộc khi
mác vữa
≤ 200 kPa
> 200 kPa
1,25
1,50
1,75
1,50
1,75
2,00
50 100
10 35
4 10
2.4.1.2. Móng bê tông cốt thép
Tính toán móng đơn btct dưới cột theo TTGH1 bao gồm xác định chiều cao
móng và tính toán cốt thép đảm bảo móng không bị phá hoại do chọc thủng, do
uốn.
Chiều cao móng có ảnh hưởng trực tiếp đến diện tích cốt thép yêu cầu, để có
được hàm lượng cốt thép hợp lý (không nhỏ hơn yêu cầu cấu tạo hoặc quá lớn)
cần chọn, kiểm tra chiều cao móng theo điều kiện chọc thủng và tính thép trong
cùng một quá trình.
Móng chịu tải đúng tâm là trường hợp riêng của móng chịu tải lệch tâm, tính
toán hoàn toàn tương tự.
a) Móng chịu tải lệch tâm 1 phương
Bước 1: Chọn sơ bộ một chiều cao móng hm
Giá trị hm ban đầu này thực tế đã được chọn khi xác định áp lực tiêu chuẩn lên
nền.
Bước 2: Xác định áp lực tính toán ở đáy móng
Á p lực lên nền do trọng lượng móng và đất trên móng tự triệt tiêu với phần
phản lực nền do nó gây ra vì vậy không gây ra dạng phá hỏng nào của móng và
không cần kể đến khi tính toán cường độ tính toán ở đáy móng.
Thực tế phân bố áp lực dưới đáy móng phụ thuộc vào biến dạng của bản thân
móng. Móng đơn bê tông cốt thép dưới cột mặc dù có bị uốn nhưng do chiều dài
phần công sơn không lớn, biến dạng của móng nhỏ hơn rất nhiều so với độ lún
của nền. Thiên về an toàn có thể coi móng là tuyệt đối cứng, cường độ tính toán
dưới đáy móng phân bố tuyến tính và được xác định theo công thức Sức bền vật
liệu.
(2.38)
e =
:
lần lượt là mômen và lực cắt tại đỉnh móng tác dụng theo phương
cạnh dài.
Chú ý: Nếu
tác dụng theo phương cạnh ngắn của móng thì trong biểu
thức tính
vai trò của l và b hoán đổi cho nhau.
Bước 3: Kiểm tra chiều cao móng theo điều kiện chọc thủng
Quan niệm rằng tháp chọc thủng xuất phát từ các mặt bên chân cột và
nghiêng 1 góc 450 so với trục đứng, kéo dài đến trọng tâm cốt thép chịu lực
(không cho phép tháp chọc thủng vượt quá trọng tâm cốt thép vì nếu như vậy cốt
thép sẽ tham gia vào chịu chọc thủng trong khi chỉ được tính toán để chịu ứng
suất kéo do mômen gây ra trong móng). Trường hợp móng đỡ cột thép có bản đế
bằng thép không cấu ta ̣o sườ n thì coi tháp chọc thủng xuất phát từ các cạnh của
chu vi nằm giữa chu vi tiết diện chân cột và chu vi tiết diện bản đế (Hình 2.32b).
Sự chọc thủng có thể xảy ra theo mặt tháp chọc thủng 1 hay 2. Chú ý rằng
mômen với chiều tác dụng như trên (Hình 2.33) chỉ ảnh hưởng đến sự chọc
thủng theo mặt tháp chọc thủng 1, không ảnh hưởng đến sự chọc thủng theo mặt
tháp chọc thủng 2.
* Kiểm tra chọc thủng theo mặt tháp chọc thủng 1:
Điều kiện kiểm tra:
(2.39)
Nct1 ≤ 1 = Rbt.ho.btb
Nct1: lực gây chọc thủng, Nct1 = Act.pct
Act1: diện tích phần móng nằm phía ngoài tháp chọc thủng 1, Act1 b.lct
lct =
lc: cạnh dài tiết diện chân cột
Nếu tính đươ ̣c lct ≤ 0 đáy tháp cho ̣c thủ ng trù m ra ngoài ca ̣nh dài đáy mó ng
Nct1 = 0 Móng không bị phá hoại theo mặt tháp chọc thủng 1.
pct : cường độ tính toán trung bình trong phạm vi Act ,
,
:
khả năng chống chọc thủng của bê tông móng theo mặt chọc thủng
1
1
Rbt: cường độ chịu kéo tính toán của bê tông móng
ho: chiều cao làm việc của bê tông móng, xác định từ đỉnh móng đến trọng tâm
cốt thép đặt song song cạnh dài, ho hm - abv
abv: chiều dày lớp bê tông bảo vệ, lấy bằng 3,5 cm nếu làm lớp bê tông lót dưới
đáy móng, bằng 7 cm nếu không làm lớp lót.
trung bình cộng của cạnh trên và cạnh dưới mặt tháp chọc thủng 1,
btb:
vớ i bd = bc + 2ho
cạnh ngắn tiết diện chân cột.
bc:
* Kiểm tra chọc thủng theo mặt tháp chọc thủng 2:
(2.40)
≤ 2 = Rbt.ho.ltb
=
- diện tích phần móng nằm phía ngoài tháp chọc thủng 2,
l.bct
bct =
Nếu tính đươ ̣c bct ≤ 0 đáy tháp cho ̣c thủ ng trù m ra ngoài ca ̣nh ngắn đáy mó ng
Nct2 = 0 Móng không bị phá hoại theo mặt tháp chọc thủng 2.
- áp lực tính toán trung bình,
trung bình cộng của cạnh trên và cạnh dưới mặt tháp chọc thủng 2,
ltb -
vớ i ld = lc + 2ho
thì sự chọc thủng xảy ra theo tháp chọc thủng 1
thì sự chọc thủng xảy ra theo tháp chọc thủng 2
Để giảm khối lượng tính toán, có thể xác định mặt tháp chọc thủng nguy hiểm
ngay từ đầu như sau:
- Nếu
- Nếu
Trường hợp không thoả mãn điều kiện chọc thủng có thể điều chỉnh bằng cách
tăng chiều cao móng, tăng cấp độ bền của bê tông móng, mở rộng tiết diện chân
cột hoặc đặt lưới thép gia cường như đối với sàn nấm (ít sử dụng).
Sau khi đã xác định được chiều cao hm có thể cấu tạo móng vát hoặc móng dạng
bậc (Hình 2.34). Đối với móng bậc chiều cao các bậc móng tra Bảng 2.13.
Bảng 2.13 Chiều cao bậc móng
Chiều
cao của
Chiều
cao của
Chiều cao các bậc, m
h3
h2
h1
Chiều cao các bậc, m
h3
h2
h1
móng
hm (m)
0,30
0,40
0,50
0,60
0,70
0,80
0,90
1,00
0,30
0,40
0,50
0,30
0,40
0,40
0,30
0,40
-
-
-
0,30
0,30
0,40
0,30
0,30
-
-
-
-
-
-
0,30
0,30
móng
hm (m)
1,10
1,20
1,30
1,40
1,50
1,60
1,70
1,80
0,40
0,40
0,50
0,50
0,50
0,60
0,60
0,60
0,40
0,40
0,40
0,50
0,50
0,50
0,60
0,60
0,30
0,40
0,40
0,40
0,50
0,50
0,50
0,60
, với là đường kính cốt thép chịu lực.
- Diện tích thép yêu cầu đặt song song theo phương cạnh dài móng:
(2.41)
cường độ chịu kéo tính toán của cốt thép
Rs -
M1- trị số mômen trong móng tại mặt ngàm 1-1 (Hình 2.37),
(2.42)
L =
,
- Diện tích thép yêu cầu đặt song song theo phương cạnh dài ngắn:
(2.43)
M2 : Trị số mômen trong móng tại mặt ngàm 2-2,
(2.44)
Yêu cầu chọn thép:
đường kính cốt thép chọn
khoảng cách giữa trọng tâm 2 thanh thép liền kề
-
a -
Diện tích thép tối thiểu theo cấu tạo: 10 a 200.
Nếu một trong hai diện tích thép AS1 hoặc As2 nhỏ hơn diện tích thép cấu tạo thì
chứng tỏ chiều cao móng chọn thừa, cần giảm hm. Ngược lại khi đường kính cốt
thép chọn > 30 trong khi khoảng cách bố trí cốt thép 100 mm thì nên tăng hm
để giảm đường kính cốt thép.
b) Móng chịu tải lệch tâm 2 phương
Nhận xét rằng My chỉ ảnh hưởng đến sự chọc thủng móng theo mặt tháp chọc
thủng 1 và diện tích cốt thép yêu cầu đặt song song cạnh dài; Mx chỉ ảnh hưởng
đến sự chọc thủng theo mặt tháp chọc thủng 2 và diện tích cốt thép yêu cầu đặt
song song cạnh ngắn (Hình 2.40), do đó tính toán độ bền và cấu tạo móng chịu
tải lệch tâm 2 phương có thể đưa về hai bài toán độc lập tính móng chịu tải lệch
tâm 1 phương:
- Bỏ qua ảnh hưởng của Mx (cho Mx = 0) để kiểm tra sự chọc thủng theo mặt
tháp chọc thủng 1 và tính diện tích cốt thép đặt song song cạnh dài của móng.
- Bỏ qua ảnh hưởng của My (cho My = 0) để kiểm tra sự chọc thủng theo mặt
tháp chọc thủng 2 và tính diện tích cốt thép đặt song song cạnh ngắn của
móng.
2.4.2. Móng hợp khối chữ nhật
Có nhiều cách cấu tạo móng hợp khối chữ nhật: bố trí hay không bố trí dầm
móng, chiều cao dầm móng lớn hơn hay bằng chiều cao bản móng, phạm vi bố
trí dầm móng... ứng với mỗi cách cấu tạo, móng hợp khối chữ nhật được tính
toán theo các phương pháp khác nhau. Dưới đây sẽ trình bày một phương pháp
tính toán cho trường hợp có bố trí dầm móng, chiều cao dầm móng bằng chiều
cao bản móng.
Theo cách cấu tạo này bản móng có chiều cao làm việc lớn, phần bản móng
vươn ra ngoài mép cột có thể làm việc độc lập như một bản công sơn giống như
ở móng đơn. Dầm móng chỉ cần bố trí trong phạm vi nhịp cột, cốt thép dọc đặt
dưới cùng với cốt thép của bản móng được tính toán để chịu mô men dương ở
gối, cốt thép dọc đặt trên chịu mômen âm ở nhịp.
Bước 1: Xác định áp lực tính toán ở đáy móng
(2.45)
Bước 2: Kiểm tra chiều cao móng theo điều kiện chọc thủng
* Kiểm tra chọc thủng theo mặt tháp chọc thủng 1:
Điều kiện kiểm tra:
Nct1 ≤ 1 = Rbt.ho.btb
Nct1 = Act1.pct , Act1 b.lct
lct = l - c - lmc - ho
Nếu lct ≤ 0 Nct1 = 0 Móng không bị phá hoại theo mặt tháp chọc
thủng 1.
,
, bd = min( bc + 2ho , b)
* Kiểm tra chọc thủng theo mặt tháp chọc thủng 2:
Nct2 ≤ 2 = Rbt.ho.ltb
Nct2 =
, Act2 l.bct , bct =
Nếu bct ≤ 0 Nct2 = 0 Móng không bị phá hoại theo mặt tháp chọc
thủng 2.
, ld = min( lc + 2ho , l)
Nếu bct = 0 Nct2 = 0 Móng không bị phá hoại theo mặt tháp chọc thủng
2.
thì sự chọc thủng xảy ra theo tháp chọc thủng 1
thì sự chọc thủng xảy ra theo tháp chọc thủng 2
Để giảm khối lượng tính toán, có thể xác định mặt tháp chọc thủng nguy hiểm
ngay từ đầu như sau:
- Nếu
- Nếu
Bước 3. Xác định lực cắt và mômen trong móng khi coi móng như dầm đơn giản
Quan niệm móng (gồm bản móng + dầm móng) làm việc như một dầm đơn
giản gối tại trọng tâm 2 cột, bị uốn bởi phản lực nền (Hình 2.42).
Cần tính toán với cả hai trường hợp tải trọng gió để vẽ được biểu đồ bao mô
men và lực cắt trong móng. Ứng với mỗi trường hợp tải trọng, để vẽ biểu đồ lực
cắt Q và mô men M trong móng. Có thể sử dụng các phần mềm kết cấu như Sap,
Staad... Cũng có thể giải bằng SBVL như sau:
- Biểu thức của phản lực nền tại vị trí cách đầu dầm bên trái đoạn x:
;
;
- Xác định phản lực gối tựa tại gối 1 bằng cách xét cân bằng mômen tại gối 2:
Giải phương trình bậc nhất xác định được V1
- Xác định Qi (quy định dấu như trong SBVL):
;
;
- Xác định Mg :
- Xác định Mnh:
Mômen trong nhịp dầm đạt cực trị tại xM ứng với khi Q = 0.
Giải phương trình bậc 2 xác định được xM
Mnh =
Bước 4. Tính thép móng:
Cốt thép dọc trong móng được bố trí như trên Hình 2.43.
- Tính As1:
Quan niệm cánh móng theo phương cạnh dài như dầm công sơn ngàm tại tiết
diện mép chân cột, mặt ngàm 1-1, bị uốn bởi phản lực nền (Hình 2.44).
Mômen tại mặt ngàm:
Diện tích cốt thép yêu cầu:
Rs: cường độ chịu kéo tính toán của cốt thép.
- Tính As2:
Quan niệm cánh móng theo phương cạnh ngắn như dầm công sơn ngàm tại tiết
diện mép chân cột, mặt ngàm 2-2, bị uốn bởi phản lực nền (Hình 2.44).
Mômen tại mặt ngàm:
Diện tích cốt thép yêu cầu:
- Tính As3:
Thép số 1 và số 3 cùng chịu mômen dương lớn nhất ở gối.
Trước tiên cần xác định phần mômen mà thép số 1 đã chịu ứng với diện tích cốt
thép chọn thực tế (Aa1,chọn):
M1,thực = 0,9Rs.h01.As1,chọn
M3 = Mg - M1,thực
Phần mômen thép số 3 chịu:
Tính m:
(2.46)
tăng bd , hm hoặc tăng cấp độ bền của bê tông.
tra Bảng 2.17 được (hoặc )
Tra Bảng 2.16 được
Nếu
Nếu
Diện tích cốt thép yêu cầu:
(2.47)
hoă ̣c
(2.48)
Yêu cầu cấu tạo: tối thiểu 212.
- Tính As4:
Nếu tính được Mnh > 0 thì biểu đồ mômen nằm hoàn toàn dưới đường ngang,
diện tích thép As4 đặt theo cấu tạo, tối thiểu 212.
Nếu tính được Mnh < 0, As4 tính như sau:
b4 0,5(bd + b)
tăng bd , hm hoặc tăng cấp độ bền của bê tông.
tra Bảng 2.17 được (hoặc )
Tra Bảng 2.16 được
Nếu
Nếu
Diện tích cốt thép yêu cầu:
hoặc
Yêu cầu cấu tạo: tối thiểu 212.
- Tính As5:
Đây là thép cấu tạo (cốt giá), bố trí khi chiều cao dầm hd ≥ 600 mm, thường
chọn 212.
- Tính toán cấu tạo cốt đai dầm móng As6:
Lực cắt lớn nhất trong phạm vi dầm (lnh):
Q = max(Q2, Q3)
Kiểm tra điều kiện:
(2.49)
Rbt: cường độ chịu kéo tính toán của bê tông dầm móng
Nếu (2.48) thoả mãn thì bê tông dầm đủ khả năng chịu cắt, cốt đai dầm đặt theo
cấu tạo:
+
Trong phạm vi gối tựa:
,
Khi hd ≤ 450 mm:
Khi hd > 450 mm:
Giữa nhịp:
+
Khi hd > 300 mm:
Nếu (2.48) không thoả mãn thì cần tính toán bố trí cốt đai.
Chọn đường kính cốt đai và số nhánh cốt đai n.
+
Xác định bước cốt đai theo tính toán:
+
(2.50)
b2 - hệ số xét đến ảnh hưởng của loại bê tông
b2 = 2 đối với bê tông nặng và bê tông tổ ong;
b2 = 1,7 đối với bê tông hạt nhỏ
-
số nhánh cốt đai
Rsw - cường độ tính toán của cốt đai
n
asw - diện tích tiết diện ngang của một nhánh cốt đai.
+
Xác định khoảng cách lớn nhất cho phép giữa các cốt đai:
(2.50)
s = min(stt , smax , sct)
b4 - hệ số bằng 1,5 đối với bê tông nặng và bằng 1,2 đối với bê tông hạt nhỏ
+
+
Bước cốt đai yêu cầu:
Kiểm tra khả năng chịu ứng suất nén chính:
(2.51)
-
cường độ chịu nén tính toán của bê tông dầm
Rb
w1- hệ số xét đến ảnh hưởng của cốt thép đai vuông góc với trục dọc cấu kiện:
;
w1 = 1 + 5W ≤ 1,3 , =
vuông góc với trục
Asw- diện tích tiết diện ngang của các nhánh đai đặt trong một mặt phẳng
cấu kiện và cắt qua tiết diện nghiêng, Asw = n.asw
b1- hệ số kể đến khả năng phân phối lại nội lực của các loại bê tông khác
nhau,
b1 = 1- .Rb
= 0,01 đối với bê tông nặng và bê tông hạt nhỏ; 0,02 đối với bê tông nhẹ
Rb trong biểu thức xác định b1 tính bằng MPa
Khi (2.51) không thoả mãn thì cần phải tăng kích thước tiết diện dầm móng,
tăng cấp độ bền của bê tông, tăng đường kính cốt đai, tăng nhánh cốt đai hoặc
giảm bước cốt đai.
Chú ý:
Những trường hợp có nhịp giữa nhỏ hơn 4 lần chiều cao móng (dầm cao), phân
tích bản móng + dầm móng theo mô hình chống – giằng (strut and tie) (xem Phụ
lục A của tiêu chuẩn ACI 2002) là hợp lý nhất.
2.4.3. Móng băng dưới tường
2.4.3.1. Móng gạch, đá, bê tông, bê tông đá hộc
Đây là một loại móng cứng. Cắt ra 1 dải móng dài 1m để tính.
Bước 1: Tính cường độ tính toán trung bình tại đáy móng
(2.52)
: tổng tải trọng nén tính toán tác dụng tại đỉnh móng trên phạm vi dải tường cắt ra.
b: bề rộng đáy móng.
Bước 2: Xác định góc mở giới hạn
Tra Bảng 2.12 và Bảng 2.13
Bước 3: Xác định chiều cao móng
hm= B.[cotg],
bt : Là bề rộng của tiết diện chân tường.
Bước 4: Cấu tạo móng
Móng thường cấu tạo dạng bậc. Chiều cao của bậc móng đá hộc lấy bằng hai dẫy đá
xây, phụ thuộc vào kích thước của đá, hb = 33 60 cm. Đối với móng bê tông đá hộc
thì hb ≥ 30 cm.
2.4.3.2. Móng bê tông cốt thép
Cắt dải móng dài 1m để tính toán.
Bước 1: Chọn sơ bộ một chiều cao móng hm
Giá trị hm ban đầu này thực tế đã được chọn khi xác định áp lực tiêu chuẩn lên nền.
Bước 2: Xác định cường độ tính toán ở đáy móng
e =
b- bề rộng đáy móng
- tổng tải trọng nén tính toán tác dụng tại đỉnh móng trên 1m dài tường.
- lần lượt là tổng mômen và tổng lực cắt tại đỉnh móng tác dụng theo
phương cạnh ngắn trên 1m dài tường.
Bước 3: Kiểm tra chiều cao móng theo điều kiện chọc thủng
Tháp chọc thủng được xác định như trên (Hình 2. 54).
Điều kiện kiểm tra:
Nct ≤ = Rbt.ho.1
: Móng đỡ tường btct,
: Móng đỡ tường gạch,
Chiều cao móng: hm ho + abv ,
Yêu cầu cấu tạo hm 150 mm.
Thép đặt theo phương cạnh ngắn được tính toán với quan niệm coi cánh móng
Bước 4: Tính thép móng
-
Theo phương cạnh dài bản móng không bị uốn do tải phân bố đều dọc theo
tường và có tường độ cứng lớn ngăn cản biến dạng uốn của bản. Cốt thép dọc theo
cạnh dài móng đặt theo cấu tạo 10a200. Trường hợp điều kiện địa chất biến đổi lớn
theo cạnh dài móng dẫn đến xảy ra lún không đều, cần phân tích bài toán dầm trên
nền đàn hồi để xác định phân bố nội lực trong móng do lún không đều gây ra (Xem
tính móng băng đỡ dãy cột).
-
như dầm công sơn ngàm tại tiết diện quy định như trên Hình 2.55.
Mômen tại mặt ngàm:
B =
: móng đỡ tường btct,
B =
: móng đỡ tường gạch,
Diện tích cốt thép yêu cầu:
Rs: Cường độ chịu kéo tính toán của cốt thép.
2.4.4. Móng băng một phương dưới hàng cột
2.4.4.1. Trình tự tính toán:
Bước 1: Xác định tải trọng tính móng
Bước 2: Xác định kích thước sơ bộ đáy móng
Bước 3: Kiểm tra nền theo TTGH I (nếu cần)
Bước 4: Phân tích dầm trên nền đàn hồi
Bước 5: Kiểm tra chiều cao móng
Bước 6: Tính thép móng
2.4.4.2. Xác định tải trọng tính móng
Móng băng chịu đồng thời tải trọng từ nhiều chân cột. Trừ trường hợp công
trình chỉ chịu tĩnh tải và hoạt tải dài hạn, không thể tìm được một tổ hợp tải trọng nào
gây ra tải trọng nguy hiểm nhất tại đồng thời tất cả các chân cột. Khi công trình chịu
cả hoạt tải ngắn hạn, phải phân tích móng băng với nhiều tổ hợp tải trọng khác nhau
từ đó tìm được lực cắt, mômen lớn nhất có thể xảy ra tại mỗi tiết diện móng, cũng
Các phần mềm tính kết cấu mạnh hiện nay như Sap, Staad...đều hỗ trợ bài toán
Khai báo tiết diện dầm (móng), tải trọng, gán độ cứng cho các lò xo thay thế.
Một số phần mềm như Safe, Staad Pro... chỉ yêu cầu khai báo môđun biến
như tìm được độ lún tuyệt đối và độ lún lệch tương đối lớn nhất. Đối với móng băng
một phương có thể làm đơn giản bằng cách phân tích móng với 2 trường hợp tải
trọng bất lợi nhất ứng với khi tải trọng gió tác dụng từ trái sang và từ phải sang.
2.4.4.3. Sử dụng các phần mềm kết cấu phân tích dầm trên nền đàn hồi
a) Phương pháp hệ số nền không đổi
tính dầm trên nền đàn hồi. Dầm (móng băng) được phân thành nhiều đoạn nhỏ, nền
đất đỡ mỗi đoạn dầm được thay thế bằng các lò xo có độ cứng ki=ks.Ai (Ai là diện
tích phần nền đất được thay thế). Chia dầm càng nhỏ thì độ chính xác càng cao.
Chạy chương trình sẽ có kết quả nội lực tại mặt cắt bất kỳ của dầm, chuyển vị và
phản lực tại vị trí các lò xo.
dạng của nền, không đòi hỏi người dùng phải chia dầm.
Khó khăn lớn nhất gặp phải khi phân tích dầm trên nền đàn hồi theo phương
pháp này là xác định giá trị của hệ số nền ks. Độ lớn của hệ số nền phụ thuộc vào tính
nén của nền; kích thước, hình dạng đáy móng; trị số, vị trí tác dụng của tải trọng và
có thể được xác định theo một trong các phương pháp sau:
- Xác định ks theo bảng tra:
Theo Das, Principles Of Foundation Engineering, 1998:
Bảng 2.19 Hệ số nền ks
Loại đất
Cát khô hoặc cát ẩm
Cát bão hoà
Đất loại sét
Xốp
Chặt vừa
Chặt
Xốp
Chặt vừa
Chặt
Cứng
Rất cứng
Rắn
ks, kN/m3
8000-25000
25000-125000
125000-375000
10000-15000
35000-40000
130000-150000
12000-25000
25000-50000
> 50000
Ngoài bảng tra của Das còn có các bảng tra ks của các tác giả khác, tuy nhiên
điểm chung giữa các bảng tra là trị số ks cho mỗi loại đất chênh lệch rất nhiều (từ 24
lần), rất khó để lựa chọn một trị số hợp lý để đưa vào tính toán. Các bảng tra chỉ nên
sử dụng trong các tính toán sơ bộ và làm giá trị đối chiếu với trị số ks xác định theo
các phương pháp khác.
- Xác định ks theo kết quả thí nghiệm bàn nén ở hiện trường:
Từ kết quả thí nghiệm bàn nén hiện trường có thể xác định ks theo công thức của
Terzaghi:
+ Móng vuông trên nền sét:
(2.53)
k1- hệ số nền xác định từ thí nghiệm bàn nén có bề rộng tấm nén b1 ,
b - bề rộng móng.
+ Móng vuông trên nền cát:
(2.54)
+ Móng chữ nhật trên nền sét cứng hoặc cát chặt:
(2.55)
k1 - hệ số nền xác định từ thí nghiệm bàn nén kích thước 0,3x0,3 m ,
m = l/b với l, b lần lượt là chiều dài và bề rộng đáy móng.
Theo Bowles, Foundation Analysis and Design, 1997 các công thức của
Cũng cần chú ý rằng xác định ks theo kết quả thí nghiệm bàn nén sử dụng giả
Terzaghi không đúng khi tỷ số b/b1>3.
thiết coi tính biến dạng của nền dưới bàn nén và nền dưới đáy móng như nhau.
Nhưng phạm vi chịu nén của nền dưới đáy móng lớn hơn nhiều phạm vi chịu nén của
nền dưới đáy bàn nén, do đó nếu dưới phạm vi chịu nén của bàn nén là các lớp đất có
tính nén khác nhiều thì kết quả xác định ks sẽ sai lệch nhiều.
Xác định ks theo kết quả thí nghiệm bàn nén hiện trường chỉ nên áp dụng đối
với đất rời vì đối với đất dính thường khó đảm bảo nền đã cố kết hoàn toàn dưới mỗi
cấp tải trọng, độ lún đo được chưa phải là độ lún cuối cùng.
- Xác định ks theo công thức thực nghiệm:
Công thức thực nghiệm xác định ks được nhiều tác giả đánh giá cao là công thức của
Vesic:
(2.56)
Ef
Es
mô đun đàn hồi của móng,
-
-
môđun biến dạng trung bình của nền đất trong phạm vi chịu nén của nền
H (Theo Bowles, Foundation Analysis and Design, 1997 lấy H=5b, trường hợp
xuất hiện lớp đá cứng hoặc lớp đất "cứng" có môđun biến dạng gấp mười lần
lớp đất ngay ở trên trong phạm vi 5b thì H xác định từ đáy móng đến bề mặt lớp
đá cứng hoặc lớp đất "cứng")
(2.57)
Ei, hi - lần lượt là môđun biến dạng và chiều dày các lớp đất xuất hiện trong phạm vi
H.
If - mômen quán tính chính đúng tâm của tiết diện mặt cắt ngang móng,
- hệ số nở hông (hệ số poisson) của nền
Bảng 2.20 Trị số
Loại đất
Hầu hết các loại đất loại sét
Đất sét bão hoà
Đất rời chặt vừa đến chặt
Đất rời xốp đến chặt vừa
0,4-0,5
0,45-0,50
0,3-0,4
0,2-0,35
- Xác định ks theo lý thuyết tính lún:
Đây là phương pháp tin cậy nhất xác định ks vì xét được tương đối đầy đủ các
yếu tố ảnh hưởng. Sử dụng lý thuyết dự tính được độ lún của móng với hình dạng,
kích thước thực, sau đó ks được xác định theo công thức lý thuyết k=p/S. Với mục
đích xác định mômen và lực cắt trong móng có thể lấy p là áp lực trung bình dưới
đáy móng (p bằng tổng lực nén tiêu chuẩn tại đáy móng chia cho diện tích đáy
móng), S là độ lún trung bình của móng.
Không cần thiết phải tính toán độ lún của móng theo phương pháp cộng lún các
lớp phân tố vì thực tế phân bố ứng suất tiếp xúc dưới đáy móng đặc biệt là theo
phương cạnh dài không thể coi là phân bố đều, kết quả tính toán sẽ đánh giá thấp độ
lún của móng. Có thể dự tính Stb nhanh chóng bằng cách sử dụng lời giải của lý
thuyết bán không gian biến dạng thuyến tính.
+
Sử dụng bảng tra:
(2.58)
m : hệ số độ lún trung bình, tra Bảng 24 Bài giảng cơ học đất, Đại học kiến trúc Hà
Nội.
Es
+
: môđun biến dạng trung bình của nền đất.
Sử dụng công thức giải tích:
(2.59)
l1 = 0,5l , b1 = 0,5b
Dưới đây là hình vẽ minh họa việc thay thế nền đất tiếp xúc với móng bằng các lò xo
thay thế.
Hình 2.56 Xác định độ cứng lò xo thay thế
b. Phương pháp hệ số nền thay đổi
Sử dụng phương pháp hệ số nền không đổi có một số nhược điểm cơ bản sau:
- Giả thiết ks là hằng số, không phụ thuộc vào cường độ tải trọng và hình dáng của
móng (đặc biệt là đối với móng bè).
- Bỏ qua tương tác giữa các lò xo mặc dù có sự truyền tải trọng trong khối đất dưới
dạng ứng suất cắt thẳng đứng.
Để khắc phục những nhược điểm trên nhiều tác giả đề nghị sử dụng phương pháp hệ
số nền thay đổi trong phân tích, thiết kế móng băng và móng bè trên nền đàn hồi. Nội
dung của phương pháp hệ số nền thay đổi như sau:
Bước 1: Chia diện tích đáy móng thành các chữ nhật nhỏ. Thay thế nền đất trong
phạm vi mỗi hình chữ nhật bằng 1 lò xo. Chia móng càng nhỏ thì kết quả
tính toán càng chính xác.
Bước 2: Phân tích móng theo phương pháp hệ số nền không đổi xác định được trị
số các phản lực lò xo tại các nút thay thế. Bước này có thể sử dụng lời giải
giải tích hoặc phần mềm tính kết cấu.
Bước 3: Tại mỗi nút, sử dụng lý thuyết bán không gian biến dạng tuyến tính để xác
định độ lún do tải trọng tập trung tại nút ấy và tất cả các tải trọng tập trung
khác gây ra.
Bước 4: Tính lại độ cứng lò xo tại tất cả các nút bằng cách lấy phản lực lò xo chia
cho độ lún tại nút ấy tính được ở bước 3.
Bước 5: Sử dụng các phần mềm tính kết cấu phân tích móng với các trị số độ cứng
lò xo mới.
Bước 6: Quá trình lặp được tiến hành cho đến khi trị số độ cứng lò xo ở hai bước
lặp liền kề hội tụ tại mọi nút.
Kết quả của việc phân tích bài toán theo phương pháp hệ số nền thay đổi là xác định
được độ lún, phản lực nền, nội lực trong móng có xét đến không chỉ tương tác móng-
nền mà còn xét được cả tương tác nền-nền.
Trong Bước 3 độ lún tại nút bất kỳ có thể được xác định theo các lời giải khác nhau,
dưới đây là một phương pháp sử dụng lời giải của Boussinesq:
- Sử dụng lời giải của Boussinesq để xác định độ lún tại điểm i bất kỳ do các tải trọng
tập trung tại các nút khác gây ra:
(2.60)
Sij: độ lún tại nút i do tải trọng đứng tập trung Pj tại nút j gây ra;
Rij : khoảng cách từ nút i đến nút j
- Lời giải Boussinesq không xác định được độ lún tại nút i bất kỳ do tải trọng đứng
tại nút đó gây ra Sii. Gần đúng thay thế lực tập trung Pi thành áp lực phân bố đều pi
trên diện tích đáy móng mà lò xo thay thế Fi :
(2.61)
Nếu nút đang xét là điểm tâm của diện tải trọng:
Sii =
(2.62)
Sii =
Nếu nút đang xét là điểm góc của diện tải trọng:
Nếu nút đang xét ở giữa cạnh dài của diện tải trọng:
Sii =
(2.63)
Nếu nút đang xét ở giữa cạnh ngắn của diện tải trọng:
Sii=
(2.64)
- Độ lún của điểm i do tất cả các tải trọng tập trung gây ra (kể cả tải trọng tại nút đó):
S = Sii +
n : số nút trên toàn bộ móng (chính bằng số lò xo được thay thế).
2.4.4.4. Kiểm tra chiều cao móng
Chiều cao sườn được chọn sơ bộ hs = (1/10÷1/8)lnhịp.
Bản móng làm việc như một móng đỡ tường. Chiều cao bản móng xác định theo điều
kiện chọc thủng theo phương cạnh dài (Hình 2.60). Tháp chọc thủng xuất phát từ
cạnh sườn, nghiêng góc 45o so với phương thẳng đứng. Để đơn giản và thiên về an
. Chiều dài
toàn tách để kiểm tra đối với dải móng đỡ cột có lực nén lớn nhất
dải móng lấy trong phạm vi 0,5 nhịp 2 bước cột liền kề. Thành phần môment
không gây ra chọc thủng cho bản móng nên không xét đến.
Điều kiện kiểm tra:
Nct Rbt.hob.l
Nct : lực gây chọc thủng, Nct = l.c.pct
,
, e =
Chiều cao bản: hb hob + abv ,
Yêu cầu cấu tạo hb 150 mm.
2.4.4.5. Tính thép móng
Bố trí các loại cốt thép trong móng như Hình 2.61.
a) mặt cắt ngang, b) mặt cắt qua dầm móng
Hình 2.61 Bố trí cốt thép trong móng băng
để
- Tính As1:
Để đơn giản và thiên về an toàn tách dải móng đỡ cột có lực nén lớn nhất
tính toán. Tương tự như khi xác định chiều cao bản móng xác định được áp lực tính
toán ở đáy móng.
Quan niệm cánh móng như dầm công sơn ngàm tại tiết diện cạnh sườn, bị uốn bởi
phản lực nền (Hình 2.62).
Mômen tại mặt ngàm:
B =
,
Diện tích cốt thép yêu cầu bố trí trên phạm vi chiều dài dải móng tách ra:
(2.65)
cường độ chịu kéo tính toán của cốt thép.
Rs -
Yêu cầu chọn thép:
- Tính As2 , As3:
As2 , As3 , As4 được đặt để chịu mômen trong móng khi tính móng như dầm trên nền
đàn hồi. As2 và As3 chịu mômen dương ở các gối, As4 chịu môment ở các nhịp.
Cả sườn và bản đều tham gia chịu mômen dương ở gối. Sườn có chiều cao làm việc
lớn hơn của bản móng nhiều, có độ cứng chống uốn lớn. Để tận dụng khả năng làm
việc của sườn cũng như phù hợp với sự phân phối tải trọng theo độ cứng, tính toán và
cấu tạo As2 , As3 như sau:
Bước 1:
Bước 2:
đặt thép bản móng theo yêu cầu cấu tạo 10a200 As2
tính phần mômen thép bản móng đã chịu (Ms2):
m = (1-0,5)
m = R = R(1-0,5R)
Tra Bảng 2.16 được
Nếu
Nếu
Bước 3:
tính mômen thép dưới sườn phải chịu:
Ms3 = Mg - Ms2
Mg = max(Mg2 Mg2)
tăng kích thước tiết diện sườn bs , hs hoặc tăng cấp độ bền của bê
tra bảng Bảng 2.17 được (hoặc )
Tra Bảng 2.16 được
Nếu
tông.
Nếu
Diện tích cốt thép yêu cầu:
hoặc
(2.66)
- Tính As4 :
Tại các nhịp có Mnh > 0 thì biểu đồ mômen nằm hoàn toàn dưới đường ngang, diện
tích thép As4 đặt theo cấu tạo ≥ 212.
Tại các nhịp có Mnh < 0, As4 tính như đối với cấu kiện dầm chữ T hoặc tính đơn giản
như sau:
tăng kích thước tiết diện sườn bs , hs hoặc tăng cấp độ bền của bê
tra Bảng 2.17 được (hoặc )
Tra Bảng 2.16 được
Nếu
tông.
Nếu
Diện tích cốt thép yêu cầu:
hoặc
Qmax = max
Yêu cầu cấu tạo: tối thiểu 212.
Nếu As3 hoặc As4 quá nhỏ phải đặt thép cấu tạo thì nên giảm kích thước tiết diện
sườn.
- Tính As5 :
Đây là thép cấu tạo (cốt giá), bố trí khi chiều cao sườn hs ≥ 600 mm, thường chọn
212.
- Tính toán cấu tạo cốt đai sườn As6 :
Lực cắt lớn nhất trong sườn:
Kiểm tra điều kiện bê tông chịu toàn bộ lực cắt:
Rbt : cường độ chịu kéo tính toán của bê tông sườn
Nếu thoả mãn thì bê tông dầm đủ khả năng chịu cắt, cốt đai dầm đặt theo cấu tạo:
+ Trong phạm vi gối tựa:
Khi hs ≤ 450 mm:
, Khi hs > 450 mm:
+ Giữa nhịp:
Khi hs > 300 mm:
thì tại các gối có lực cắt
bố trí cốt đai theo cấu tạo, tại
thì cần tính toán bố trí cốt đai như sau:
chọn đường kính cốt đai và số nhánh cốt đai n.
Nếu
các gối có lực cắt
Bước 1:
Xác định bước cốt đai theo tính toán:
(2.67)
b2 = 2 đối với bê tông nặng và bê tông tổ ong;
b2 = 1,7 đối với bê tông hạt nhỏ
b2 - hệ số xét đến ảnh hưởng của loại bê tông;
Rsw - cường độ tính toán của cốt đai
n - số nhánh cốt đai
asw - diện tích tiết diện ngang của một nhánh cốt đai.
Bước 2:
xác định khoảng cách lớn nhất cho phép giữa các cốt đai:
(2.68)
bước cốt đai yêu cầu:
xác định
s = min(stt , smax , sct)
b4 : hệ số bằng 1,5 đối với bê tông nặng và bằng 1,2 đối với bê tông hạt nhỏ
Bước 3:
Bước 3:
kiểm tra khả năng chịu ứng suất nén chính:
(2.69)
Rb- cường độ chịu nén tính toán của bê tông dầm
w1- hệ số xét đến ảnh hưởng của cốt thép đai vuông góc với trục dọc cấu kiện:
;
w1 = 1 + 5W ≤ 1,3 , =
b1 = 1- .Rb
= 0,01 đối với bê tông nặng và bê tông hạt nhỏ, 0,02 đối với bê tông nhẹ
Rb trong biểu thức xác định b1 tính bằng MPa
Asw - diện tích tiết diện ngang của các nhánh đai đặt trong một mặt phẳng vuông góc
với trục cấu kiện và cắt qua tiết diện nghiêng, Asw = n.asw
b1- hệ số kể đến khả năng phân phối lại nội lực của các loại bê tông khác nhau,
Khi điều kiện kiểm tra khả năng chịu ứng suất nén chính không thoả mãn thì cần phải
tăng kích thước tiết diện sườn, tăng cấp độ bền của bê tông, tăng đường kính cốt đai,
tăng nhánh cốt đai hoặc giảm bước cốt đai.
Chú ý: Móng băng một phương dưới dãy cột cần được phân tích theo hai trường hợp
tải gió từ trái sang và từ phải sang nhằm xác định được nội lực nguy hiểm
nhất trong móng, cũng như đảm bảo điều kiện độ lún tuyệt đối và độ lún lệch
tương đối giữa các cột.
2.4.5. Móng băng giao thoa dưới cột
Sự làm việc không gian và hiện tượng lún ảnh hưởng là hai yếu tố quyết định
đến sự làm việc của hệ móng băng giao thoa dưới cột. Phương pháp tách thành các
móng băng một phương độc lập để phân tích hay sử dụng phương pháp hệ số nền
không đổi phân tích bài toán không gian dầm trên nền đàn hồi đều cho kết quả thiếu
tin cậy, chỉ nên sử dụng trong thiết kế sơ bộ. ở giai đoạn thiết kế cuối cùng hệ móng
không gian cần được phân tích theo phương pháp hệ số nền thay đổi.
Trình tự phân tích móng băng giao thoa (đối với một trường hợp tải trọng)
theo phương pháp hệ số nền thay đổi được tiến hành giống như đối với móng băng
một phương. Sự khác biệt duy nhất là ở bước xác định trị số hệ số nền ban đầu. Có
thể làm như sau:
- Tách thành các móng băng một phương độc lập xác định hệ số nền ban đầu.
- Trong các phạm vi giao nhau của móng băng dọc và móng băng ngang, hệ số
nền được lấy bằng trung bình cộng của hệ số nền hai móng.
Xác định hệ số nền ks sử dụng công thức thực nghiệm của Vesic hoặc
Chia bản móng bè thành các dải móng theo phương x hay phương y
2.4.6. Móng bè
2.4.6.1. Phương pháp móng cứng
Quan niệm ứng suất tiếp xúc ở đáy móng phân bố tuyến tính.
Bước 1: Lựa chọn cấu tạo móng bè dạng bản phẳng hoặc bản sườn và chọn sơ bộ
chiều dày bản, tiết diện sườn.
Bước 2:
theo lý thuyết tính lún trình bày ở 2.4.4.3.
Bước 3:
bằng các đường trung bình giữa cột như Hình 2.63 .
Kiểm tra điều kiện móng cứng
Bước 4:
Dải móng được coi là cứng khi thoả mãn 2 điều kiện sau:
- Tải trọng tại mỗi chân cột không chênh quá 20% so với tải trọng tại các chân cột
liền kề.
- Bước cột nhỏ hơn 1,75/ với:
(2.70)
ks - Hệ số nền
b - Bề rộng của dải móng
Ef - Môđun đàn hồi của bê tông móng
If - Mômen quán tính của diện tích mặt cắt ngang dải móng có bề rộng b
Bước 5: Xác định tổng tải trọng nén tính toán do các cột truyền xuống (không kể đến
trọng lượng móng).
Bước 6: Xác vị trí của tổng hợp lực nén do các cột truyền xuống (không kể đến các
thành phần mômen và lực cắt).
- Thiết lập một hệ trục toạ độ vuông góc (thường chọn gốc toạ độ tại góc bè)
- Xác định toạ độ của tổng hợp lực nén:
,
(2.71)
Bước 7: Xác định trọng tâm diện tích đáy bè: Xb, Yb
Bước 8: Mômen do tổng tải trọng nén đặt lệch tâm gây ra:
,
(2.72)
Bước 9: Sử dụng công thức Sức bền xác định phản lực nền tại các góc của các dải
bản.
(2.73)
,
Lm, Bm : chiều dài và bề rộng đáy móng bè
x,y : toạ độ điểm đang xét đối với hệ toạ độ vuông góc có gốc tại trọng tâm tiết diện
đáy bè.
Bước 10: Hiệu chỉnh tải trọng chân cột.
Cần hiệu chỉnh tải trọng chân cột do chưa kể đến lực cắt dải bản lân cận tác dụng lên.
- Phản lực nền trung bình lên đáy dải bản
Npl = ptb.bi.li (bi, li: bề rộng và chiều dài dải bản đang xét)
- Tổng phản lực nền lên đáy bản
- Hệ số hiệu chỉnh tải trọng nén chân cột:
- Hiệu chỉnh tải trọng chân cột
Hình 2.64 Xác định tải trọng tính dầm
Bước 11: Vẽ biểu đồ mômen, lực cắt cho mỗi dải bản.
Coi bản như 1 dầm chịu tác dụng của các lực nén chân cột đã hiệu chỉnh và phản lực
nền.
- Phản lực nền lên dầm:
,
- Sử dụng lý thuyết Sức bền vật liệu vẽ biểu đồ mômen, lực cắt
Bước 11: Kiểm tra móng bè theo điều kiện chọc thủng và chịu cắt.
- Móng bè bản phẳng cần kiểm tra chiều dày bè theo điều kiện chọc thủng:
Nct: lực gây ra chọc thủng, lấy bằng lực nén tại chân cột đang kiểm tra (thiên về an
toàn không xét phần phản lực nền trong phạm vi đáy tháp chọc thủng).
utb: trung bình cộng chu vi đáy trên và đáy dưới tháp chọc thủng, utb được xác định
phụ thuộc vị trí cột đang xét.
utb = uc + 4ho : cột ởgiữa
utb = uc + 3ho : cột ở cạnh
utb = uc + 2ho : cột ở góc
(uc : chu vi tiết diện chân cột, ho : chiều cao làm việc của bè)
- Móng bè bản sườn cần tính toán cấu tạo cốt đai sườn như đối với móng băng có
sườn.
Bước 12: Tính toán cốt thép chịu uốn
- Móng bè bản phẳng được tính toán cốt thép và cấu tạo như bản sàn không dầm.
- Móng bè bản sườn tính toán và cấu tạo cốt thép như móng băng có sườn.
2.4.6.2. Phương pháp hệ số nền thay đổi
Trình tự phân tích móng bè theo phương pháp hệ số nền thay đổi giống như đối với
móng băng một phương.
Bước 1: Xác định hệ số nền ks sử dụng công thức thực nghiệm của Vesic hoặc theo
lý thuyết tính lún trình bày ở 2.4.4.3.
Bước 2: Chia diện tích đáy móng thành các chữ nhật hoặc tam giác nhỏ. Thay thế
nền đất trong phạm vi mỗi hình chia ra bằng 1 lò xo.
Hình 2.65 Xác định độ cứng lò xo thay thế
Trường hợp diện tích chia ra là hình chữ nhật thì độ cứng mà các lò xo thay thế tại 4
góc nhận được bằng ks nhân với 1/4 diện tích đó:
- Điểm ở góc (điểm a):
- Điểm ở cạnh (điểm b):
- Điểm ở giữa (điểm e):
Trường hợp diện tích chia ra là hình tam giác thì độ cứng mà các lò xo thay thế tại 3
góc nhận được bằng ks nhân với 1/3 diện tích đó.
Tính lại độ cứng lò xo tại tất cả các nút bằng cách lấy phản lực lò xo
Sử dụng các phần mềm tính kết cấu phân tích móng với các trị số độ
Quá trình lặp được tiến hành cho đến khi trị số độ cứng lò xo ở hai bước
Bước 3: Sử dụng các phần mềm tính kết cấu, phân tích móng (chịu tác dụng của các
tải trọng tiêu chuẩn) theo phương pháp hệ số nền không đổi xác định được trị số các
phản lực lò xo tại các nút thay thế.
Bước 4: Tại mỗi nút, sử dụng lý thuyết bán không gian biến dạng tuyến tính để xác
định độ lún do tải trọng tập trung tại nút ấy và tất cả các tải trọng tập trung khác gây
ra.
Bước 5:
chia cho độ lún tại nút ấy tính được ở bước 3.
Bước 6:
cứng lò xo mới.
Bước 7:
lặp liền kề hội tụ tại mọi nút.
Bước 8: Kiểm tra điều kiện độ lún tuyệt đối và độ lún lệch giữa các chân cột liền kề.
Nếu điều kiện về độ lún không thoả mãn cần tăng kích thước đáy móng, tăng chiều
sâu chôn móng, tăng chiều dày móng hoặc sử dụng giải pháp móng trên nền nhân
tạo, móng cọc.
Bước 9: Với các trị số độ cứng lò xo xác định được ở bước 7, phân tích móng khi
chịu tác dụng của các tải trọng tính toán (bỏ qua trọng lượng móng và đất trên các
bậc móng) xác định được phân bố của mômen và lực cắt trong bản móng.
Bước 10: Kiểm tra móng bè theo điều kiện chọc thủng, chịu cắt và tính thép tương tự
như ở phương pháp móng cứng.
Chương 3
XỬ LÝ NỀN ĐẤT YẾU
3.1. Các phương pháp xử lý nền
Đất yếu trong kỹ thuật xây dựng được gọi là loại đất có các chỉ tiêu chính sau đây:
- Khả năng chịu lực yếu, thông thường loại đất nền có R < 100kPa (trong đó R-
cường độ tính toán của nền đất);
- Mô đun biến dạng E0 nhỏ, thông thường E0< 5000kPa, loại đất này dễ biến dạng, có
độ lún lớn khi chịu tải trọng.
Ngoài 2 chỉ tiêu chính nêu trên, còn có thể đánh giá nền đất theo một số chỉ tiêu khác
như hệ số rỗng , thông thường giá trị >1,0 được gọi là đất yếu và chỉ tiêu về trạng
thái của đất như:
- Đối với đất dính đánh giá theo IL (độ sệt);
- Đối với cát đánh giá theo độ chặt trên cơ sở giá trị hệ số rỗng . Các giá trị chỉ tiêu
IL và được xác định từ kết quả khảo sát, thí nghiệm và tính toán so sánh với giá trị
giới hạn quy định. Ví dụ: đất dính yếu có trạng thái dẻo chảy, độ sệt IL >1 đối với cát
pha và dẻo mềm, độ sệt IL> 0,5- đối với sét pha và sét; đất cát yếu khi đất ở trạng
thái xốp, hệ số rỗng lớn hơn 0,7 đối với cát hạt trung và hạt to và tương ứng 0,75 -
0,8 đối với cát hạt nhỏ- cát bụi.
Ngoài ra, các loại đất có tính chất đặc biệt như đất lún sụt, đất chứa hữu cơ, đất có
tính chất co ngót, trương nở, đất bùn các loại đều có thể coi là đất yếu.
Đất yếu ở nước ta khá phổ biến, đặc biệt là tại các khu vực đồng bằng Bắc Bộ và
đồng bằng sông Cửu Long, đồng bằng Nam Bộ. Chiều dày các lớp đất này nhiều khi
có giá trị khá lớn, có nơi lên tới 45-60m.
Để xây dựng công trình trên các vùng đất như vậy lựa chọn các biện pháp xử lý
móng sẽ gặp rất nhiều khó khăn và tốn kém. Hợp lý hơn cả trong những trường hợp
nền đất yếu là tìm giải pháp xử lý nền hoặc kết hợp xử lý nền với móng, trong đó giải
pháp xử lý nền thường đóng vai trò chủ đạo.
Các phương pháp xử lý nền đất nhằm đạt được mục tiêu:
- Tăng khả năng chịu lực của nền đất;
- Giảm mức độ biến dạng của nền đất;
- Thay đổi tính thấm nước cho nền đất.
Để đạt được các mục tiêu trên, việc xử lý nền đất yếu có thể thực hiện theo 3 hướng
chính sau đây:
1. Tăng độ chặt cho đất nền. Theo hướng này có thể sử dụng:
- Các phương pháp cơ học: lu lèn, đầm, nén. Sử dụng các phương pháp này rất hiệu
quả cho các loại đất có độ rỗng lớn, cát xốp. Tuy nhiên chúng chỉ có thể tăng độ chặt
cho các lớp đất trên bề mặt tới độ sâu không lớn.
- Các loại cọc vật liệu rời như cát, sỏi, đá dăm đóng vào nền đất. Các loại cọc này
ngoài việc nén chặt đất (giảm lỗ rỗng của đất) chúng còn được sử dụng để tăng
cường khả năng thoát nước cho nền đất giúp tăng khả năng cố kết của nền đất. Các
loại cọc này sử dụng hiệu quả cho các loại đất có lỗ rỗng lớn, các loại đất yếu như
bùn, sét pha , cát pha. Sử dụng cọc vật liệu rời có thể nén chặt đất không những đối
với các lớp trên mà cả đối với các lớp đất yếu dưới sâu.
- Hạ mực nước ngầm: Hạ mực nước ngầm giúp cho quá trình cố kết nhanh tạo khả
năng giảm độ rỗng của các lớp đất nhờ tăng trọng lượng của khối đất bên trên. Để
tăng nhanh quá trình cố kết thường sử dụng kết hợp với biện pháp khác (ví dụ: giếng
cát, bấc thấm).
2. Biến đổi cấu trúc của đất nền bằng các phương pháp hoá - lý: Theo hướng này có
thể sử dụng các phương pháp gia cường đất bằng xi măng, bằng hoá chất, điện thấm,
điện hoá. Các phương pháp này có thể sử dụng cho các loại đất như cát xốp, các loại
đất có độ rỗng lớn, các loại đá nứt nẻ, các loại sét yếu, các loại cát, cát pha, sét pha
bão hoà nước.
3. Thay thế lớp đất ngay dưới đáy móng bằng loại đất khác tốt hơn.
Ngoài các phương pháp nêu trên, với điều kiện cho phép có thể điều chỉnh tiến độ thi
công (tăng tải dần dần) hoặc xây dựng từng bộ phận công trình theo từng giai đoạn
nhằm cải thiện khả năng chịu lực của nền đất, cân bằng độ lún giữa các bộ phận của
kết cấu công trình.
Việc lựa chọn phương pháp xử lý nền cần dựa vào tính chất của đất nền, tải trọng
công trình, loại móng, thiết bị và điều kiện thi công, tiến độ yêu cầu.
Các phương pháp trên có thể sử dụng riêng biệt hoặc kết hợp với nhau để đạt hiệu
quả cao nhất.
3.2. Tính toán xử lý nền bằng đệm cát.
Trong thực tế thiết kế nền móng cho công trình có tải trọng vừa và nhỏ, xây dựng:
- trên nền đất yếu có chiều dày 1-3m nằm ngay phía trên hoặc đáy lớp không sâu quá
4m;
- trên nền đất yếu có chiều dày lớn và có thể tận dụng làm nền công trình ở độ sâu 4-
5m,
ta có thể sử dụng phương án xử lý nền bằng đệm cát.
Xử lý nền đất yếu bằng đệm cát dựa trên nguyên tắc áp lực phụ thêm từ móng công
trình giảm dần theo chiều sâu và tận dụng khả năng chịu tải vốn có của nền tại độ sâu
cho phép.
Xử lý nền bằng đệm cát là thay thế lớp đất ngay dưới đáy móng bằng lớp cát hạt
trung hoặc hạt to (có thể dùng sỏi, đá dăm, không nên sử dụng cát hạt nhỏ) tới độ sâu
nào đó nhằm:
- tăng khả năng chịu lực của lớp đất phía trên đủ khả năng chịu được áp lực ngay
dưới đáy móng công trình, nghĩa là tăng giá trị các đặc trưng về cường độ TC và
CTC, không để phát triển vùng biến dạng dẻo trong nền.
- giảm độ lún tuyệt đối của móng và độ lún lệch giữa các móng do lớp đệm cát có
mô đun biến dạng lớn hơn và tăng nhanh tốc độ cố kết của nền do đó tăng nhanh sức
chịu tải của nền và rút ngắn quá trình lún cho công trình.
- giảm độ sâu chôn móng.
Kích thước lớp đệm cát được xác định bằng tính toán.
3.2.1. Xác định kích thước lớp đệm cát trên mặt bằng.
Chiều dài và chiều rộng lớp đệm cát (trên mặt bằng) cần phải đảm bảo đủ diện tích
chuyền tải và chống phình bên hông. Kích thước đáy lớp đệm cát được xác định như
sau:
- từ mép ngoài đáy móng mở một góc
(góc này thường lấy 30-350 đối với cát hạt
trung và hạt to và 35-400 đối với sỏi, đá
dăm), cũng có thể tính góc = 900--
(trong đó - góc ma sát trong của lớp đệm
cát);
- kẻ đường nằm ngang của đáy lớp đệm cát
cắt đường mở góc ở đâu thì đó là kích
thước mép biên của đáy lớp đệm cát (xem
hình 3.1.). Như vậy chiều rộng của lớp đệm
cát có thể xác định được theo công thức:
bdc=b+2.d.tg.
Kích thước quan trọng nhất là chiều dầy
lớp đệm. Chúng cần được tính toán để đảm
bảo 2 điều kiện cơ bản: đảm bảo ổn định về
cường độ và đảm bảo độ lún cho công
trình.
3.2.2. Tính toán nền đệm cát theo điều kiện ổn định.
Tính toán ổn định của nền đệm cát được tiến hành
khi công trình chịu tải trọng ngang. Lúc này nền đệm
cát có thể coi như nền 2 lớp: lớp đệm cát (đất tốt) và
lớp đất nền (đất yếu) phía dưới. Tính toán ổn định
nền này chủ yếu kiểm tra điều kiện trượt sâu theo
mặt tiếp xúc giữa đáy lớp đệm cát và đỉnh lớp đất
yếu và kiểm tra khả năng trượt sâu theo phương pháp
mặt trượt trụ tròn. Đối với các công trình tường chắn
chịu tải trọng ngang lớn cần phải kiểm tra điều kiện
ổn định trượt. Cách tính toán xem trong các tài liệu
về ổn định tường chắn đất.
3.2.3. Tính toán nền đệm cát theo điều kiện biến
dạng.
Chiều dày lớp đệm cát cần được lựa chọn sao cho
tổng độ lún của lớp đệm cát và độ lún của nền đất
yếu dưới lớp đệm cát không lớn hơn độ lún giới hạn
cho phép đối với công trình đang thiết kế. Tính toán
độ lún nền đệm cát được tiến hành theo phương pháp
cộng lún từng lớp, coi nền là bán không gian biến
dạng tuyến tính.
3.2.3.1 Xác định chiều dày lớp đệm cát theo điều kiện giới hạn biến dạng tuyến
tính
Để đảm bảo nền đất yếu (thiên nhiên) dưới lớp đệm cát làm việc trong giới hạn biến
dạng tuyến tính thì chiều dày lớp đệm d phải đảm bảo sao cho áp lực thẳng đứng tác
dụng lên lớp đất yếu không vượt quá cường độ tính toán của lớp đất yếu Rđy:
(3.1)
bt (d)+ pt(d) Rđy
bt(d)- áp lực do trọng lượng bản thân (có lớp đệm cát) gây ra tác dụng lên mặt lớp
đất yếu tại đáy lớp đệm cát.
(3.2)
bt(d) =đ.hđ+cd
đ, c- trọng lượng thể tích của lớp đất yếu từ đỉnh lớp đệm cát (cốt đáy móng) trở lên
và của lớp đệm cát;
hđ, d - chiều sâu của lớp đất yếu từ đỉnh lớp đệm cát (cốt đáy móng) trở lên đến cốt
san nền và chiều dày lớp đệm cát
pt(D)- ứng suất phụ thêm tại đỉnh lớp đất yếu.
pt(d) =K0 (
-đ.h)
(3.3)
K0 -hệ số phụ thuộc vào 2z/b và l/b tra bảng 2.9 ; z- chiều sâu đang xét; l- chiều dài
móng; b- chiều rộng móng; h- chiều dày lớp đất yếu từ cốt thiên nhiên tới đáy móng;
- áp lực tiêu chuẩn trung bình dưới đáy móng, xác định như sau:
a) trường hợp móng chịu tải đúng tâm:
=
+tb.hđ
(3.4)
b) trường hợp móng chịu tải lệch tâm theo một hướng:
=
(3.5)
(3.6)
+ tb.hđ
- tổng tải trọng tiêu chuẩn thẳng đứng của công trình tác dụng lên đỉnh móng;
tb - trọng lượng thể tích trung bình của khối đất đắp trên móng và móng;
Am- diện tích đáy móng;
l- chiều dài đáy móng;
- áp lực tiêu chuẩn max và min dưới đáy móng;
e- độ lệch tâm
e=
(3.7)
- tổng mô men tiêu chuẩn tác dụng lên đáy móng
+
.hm
=
- tổng mô men tác dụng lên đỉnh móng;
- tổng lực ngang tác dụng ở mức đỉnh móng;
hm- chiều sâu chôn móng (khoảng cách từ đỉnh móng tới đáy móng).
Rđy- cường độ tính toán của đất yếu tại độ sâu đáy lớp đệm cát.
Rdy =
(3.8)
A,B,D -các hệ số phụ thuộc vào II, tra bảng 2.2
by- chiều rộng móng quy ước, xác định như sau:
- đối với móng băng:
by=
(3.9)
- đối với móng chữ nhật:
by=
(3.10)
a =
;
;
Ay=
'
II, II - tương ứng trọng lượng thể tích trung bình của các lớp đất kể từ mặt đất thiên
nhiên đến đáy lớp đệm cát và trọng lượng thể tích của lớp đất dưới lớp đệm cát, các
giá trị trọng lượng thể tích này có kể đến sức đẩy nổi khi có mực nước ngầm ;
CII- trị số tính toán của lực dính đơn vị của đất nền ở đáy lớp đệm cát (ký hiệu: II là
tính theo trạng thái giới hạn thứ II);
Hy- chiều sâu của móng quy ước tính từ cốt thiên nhiên tới đáy lớp đệm cát.
Trong bước thiết kế sơ bộ chiều dày lớp đệm cát d có thể xác định theo công thức
gần đúng sau đây:
d= K.b
(3.11)
K- hệ số phụ thuộc vào tỷ số l/b và R1/R2 (xem biểu đồ hình3.2);
R1, R2- tương ứng là cường độ tính toán của lớp đệm cát và của lớp đất yếu nằm dưới
lớp đệm cát.
Các giá trị R1, R2 xác định bằng cách nén tĩnh bằng bàn nén tại hiện trường hoặc tính
toán theo các công thức liên quan.
3.2.3.2. Xác định độ lún của nền đệm cát
Độ lún của nền đệm cát S tổng độ lún của lớp đệm cát Sđc và nền đất yếu dưới lớp
đệm cát Sđ, nghĩa là:
(3.12)
S=Sđc +Sđ
tổng độ lún đó phải có giá trị nhỏ hơn giá trị độ lứn cho phép [Sgh]: S [Sgh].
Độ lún của nền lớp đệm cát được tính toán theo phương pháp cộng lún từng lớp.
Trong đó mô đun biến dạng E0.C của nền đệm cát tốt nhất xác định bằng bàn nén tại
hiện trường. Trong trường hợp không có điều kiện nén thí nghiệm có thể tra bảng
theo tiêu chuẩn đối với lớp đệm cát với hệ số đầm lèn KYC 0,95, còn đối với lớp đất
yếu dưới lớp đệm cát giá trị E0.Đ lấy theo kết quả thí nghiệm trong phòng đối với lớp
đất đó.
Ví dụ 3.1. Tính toán xử lý nền bằng đệm cát:
zi =K0. gl
z=0
zi
m
6
,
1
=
h
,
t
á
c
m
ệ
đ
p
ớ
L
- Khi sử dụng lớp đệm cát cần cố gắng nâng cao độ cốt chôn móng tới mức có thể
nhằm tăng chiều dày lớp đệm và giảm bớt khối lượng đào đất.
- Lớp đệm cát không nên sử dụng trong những vùng có nước ngầm cao và có áp.
Nước có áp có thể gây xói ngầm làm mất ổn định lớp cát đệm.
- Vật liệu làm lớp đệm nên sử dụng cát hạt trung hoặc hạt to, ngoài ra có thể dùng
sỏi, đá dăm, sỏi sạn lẫn đá dăm hoặc có thể sử dụng hỗn hợp cát, đá, sỏi.
3.3. Xử lý nền bằng cọc cát
3.3.1. Đặc điểm.
Cọc cát khác với các loại cọc khác là nó làm việc đồng thời với nền, không có nhiệm
vụ chuyền tải trọng công trình xuống lớp chịu lực phía dưới, ngắn gọn có thể nói cọc
cát là một bộ phận của nền không phài là một bộ phận của móng.
Cọc cát có những đặc điểm sau đây:
- cọc cát giúp cho nền đất thoát nước nhanh, đẩy nhanh quá trình cố kết của nền đất
và nhanh chóng ổn định độ lún công trình;
- cọc cát chiếm một phần thể tích lỗ rỗng trong nền , giúp giảm lỗ rỗng, làm cho đất
chặt hơn, tăng khả năng chịu lực và giảm độ lún cho nền công trình;
- khác với phương pháp thay thế nền và các phương pháp lu, đầm lèn làm chặt các
lớp đất phía trên, cọc cát có khả năng làm chặt nền đất tới độ sâu khá lớn, nên có thể
sử dụng cho các công trình có tải trọng khá lớn tác dụng lên nền;
Ngoài những ưu điểm trên, cọc cát là loại vật liệu rẻ tiền, sẵn có ở nước ta, thi công
khá đơn giản nên chúng được sử dụng khá rộng rãi.
Vật liệu làm cọc thường sử dụng các loại cát hạt trung, hạt to, cũng có thể sử dụng
sỏi, đá dăm hoặc kết hợp cát lẫn sỏi, đá dăm.
3.3.2. Tính toán xử lý nền bằng cọc cát
Tính toán xử lý nền bằng cọc cát thực hiện theo trình tự sau:
1. Chọn diện tích nền cần được nén chặt bằng cọc cát:
Diện tích đất nền được nén chặt bằng cọc cát tính theo công thức:
(3.13)
Fik=1,4 b(l+0,4b)
trong đó: Fik - diện tích đất nền được nén chặt bằng cọc cát; b- chiều rộng đáy móng,
m; l- chiều dài đáy móng, m.
2. Xác định hệ số rỗng eik của đất sau khi đóng cọc cát:
- đối với đất rời:
(3.14)
eik= emax-Id(emax-emin)
trong đó: eik- hệ số rỗng của đất sau khi đóng cọc cát; emax- hệ số rỗng của cát ở trạng
thái xốp nhất; emin- hệ số rỗng của cát ở trạng thái chặt nhất; ID- độ chặt của nền đất
được gia cố bằng cọc cát tương ứng với eik, cần đảm bảo ID=0,7-0,8.
- đối với đất dính:
eik=
(3.15)
trong đó:
- tỷ trọng của hạt cát trong cọc; và e0- trọng lượng thể tích tự nhiên và
hệ số rỗng của đất trước khi đóng cọc cát; Wtn- độ ẩm của đất ở trạng thái tự nhiên;
WP- độ ẩm của đất sau khi gia cố cọc cát.
3. Xác định số lượng cọc cát:
Tỷ lệ diện tích tiết diện của tất cả các cọc cát FC so với diện tích đất nền được nén
chặt xác định như sau:
=
(3.16)
hay Fc = Fik
(3.17)
Nếu gọi diện tích tiết diện một cọc cát là fc ta có:
FC= n.fc= nFik
(3.18)
Số lượng cọc cát cần thiết n sẽ bằng:
n=
Fik
(3.19)
4. Xác định trọng lượng thể tích ik của đất sau khi đóng cọc cát:
ik=
(3.20)
trong đó: FC - diện tích tiết diện của tất cả các cọc cát; fc - diện tích tiết diện một cọc
cát; n - số lượng cọc cát. Các ký hiệu xem trong các công thức trên.
5. Xác định khoảng cách giữa các cọc.
Thông thường cọc cát được bố trí theo mạng lưới tam giác đều với các giả thiết sau:
- đất được lèn chặt đều giữa các cọc;
- đất không trồi lên bề mặt;
- độ ẩm của đất không đổi trong quá trình lèn chặt đất
Dựa trên các giả thiết trọng lượng của khối đất có đáy là tam giác đều ABC (hình
3.9) không thay đổi sau khi được chèn cọc cát, khoảng cách giữa tim các cọc cát bố
trí theo dạng tam giác đều có thể xác định bằng công thức sau đây:
L =
(3.21)
hoặc có thể viết dưới dạng:
L =
=
(3.22)
trong đó: d- đường kính cọc cát; ik- trọng lượng thể tích của đất sau khi đóng cọc.
6. Xác định chiều dài cọc cát:
Chiều sâu nền đất được nén chặt bằng chiều dài cọc cát. Chiều dài cọc cát không nên
nhỏ hơn chiều dày chịu nén của đất nền dưới móng. Đối với móng đơn chiều dầy
chịu nén của lớp đất nền dưới móng thường nằm trong khoảng (2-3)b, còn đối với
móng băng chiều dày đó trong khoảng (3-4)b. Như vậy có nghĩa là chiều dài cọc cát
cần:
- l (2-3)b - đối với móng đơn;
- l (3-4)b - đối với móng băng.
Trong trường hợp móng có chiều rộng lớn hơn 10m, chiều dài cọc cát có thể lấy như
sau:
- l 9m+0,15b- khi nền là đất sét
- l 6+0,10b- khi nền là đất cát.
Ví dụ 3.3. Tính toán xử lý nền bằng cọc cát
(3.23)
(3.24)
trong đó: RCC- cường độ tính toán của nền đất xử lý bằng cọc cát.
Để xác định cường độ tính toán RCC cũng như mô đun biến dạng E0 của nền đất đã xử
lý cọc cát tốt nhất dùng thí nghiệm bàn nén tĩnh tại hiện trường.
Giá trị cường độ tính toán của nền cọc cát R CC cũng có thể được xác định bằng cách
khoan lấy mẫu hoặc xuyên tại vị trí giữa các cọc và trong phạm vi cọc cát
Trong trường hợp thiết kế sơ bộ, giá trị RCC có thể xác định như sau:
RCC=RAC+
(1-AC)
(3.25)
- cường độ tính toán của đất nền nằm giữa các cọc cát; AC- tỷ lệ chiếm
Trong đó:
chỗ của cọc cát; R- cường độ tính toán của cát trong cọc.
2- Độ lún của nền không được vượt quá giá trị cho phép của công trình. Trong đó giá
trị mô đun biến dạng của nền đất xử lý bằng cọc cát xác định theo công thức:
(3.26)
E CC= Ed (1-Ac) +EX.AC
trong đó: Ed- mô đun biến dạng của đất nằm giữa các cọc cát; ECC- mô đun biến dạng
của cát trong cọc.
3.3.4. Một số lưu ý khi gia cố nền bằng cọc cát
- Cọc cát chủ yếu có chức năng nén chặt đất bằng việc chiếm chỗ một phần lỗ rỗng
trong nền đất. Đối với nền đất yếu có lỗ rỗng lớn sử dụng cọc cát không đạt hiệu quả
cao, đặc biệt đối với đất bùn nhão thì không nên dùng cọc cát.
- Kích thước vùng gia cố cọc cát dưới móng công trình cần lớn hơn kích thước móng
ít nhất 0,2b về mỗi phía.
- Thông thường khi thi công cọc cát một phần đất phía trên bị tơi ra, do đó chiều dài
cọc được cộng thêm khoảng 1m so với độ sâu vùng chịu nén của nền đất, nghĩa là l =
Ha +1m (Ha- chiều dày vùng chịu nén của nền đất dưới đáy móng).
- Nền gia cố cọc cát sau khi thi công xong cọc cát cần được kiểm tra cẩn thận bằng
cách:
+ khoan lấy mẫu đất giữa các cọc để xác định các chỉ tiêu cơ lý của chúng sau khi
được nén chặt để xác định cường độ và hệ số rỗng của đất dược gia cố cọc cát.
+ Kiểm tra độ chặt của cọc cát và đất giữa các cọc bằng xuyên tĩnh để đánh giá mức
độ hiệu quả và khả năng tăng sức chịu tải của nền đất sau khi gia cố bằng cọc cát.
Nếu sức chống xuyên tĩnh lớn hơn 10.000kPa và xuyên động lớn hơn 8000kPa thì
nền gia cố cọc cát có độ chặt đạt yêu cầu (có ID =0,7-0,8). Kiểm tra nền có thể được
tiến hành bằng thí nghiệm bàn nén tại hiện trường.
3.4. Tính toán xử lý nền bằng giếng cát và bấc thấm
3.4.1. Tính toán xử lý nền bằng giếng cát
Giếng cát sử dụng với mục tiêu tạo điều kiện thoát nước nhanh cho tầng đất yếu, tăng
nhanh quá trình cố kết giúp cho công trình chóng ổn định lún.
Với mục đích như trên giếng cát thường được bố trí với khoảng cách lớn hơn so với
cọc cát, còn đường kính và chiều dài giếng cát tương tự như cọc cát.
Để tạo điều kiện thoát nước tốt và công trình lún đều hơn, phía trên giếng cát thường
bố trí một lớp cát đệm. Chiều dày lớp cát đệm thường lấy trong khoảng 30-50cm. Vật
liệu làm lớp đệm cát trên giếng cát thường sử dụng cát hạt trung đến hạt to.
Giếng cát thường có đường kính 20-60cm. Cũng như cọc cát, chiều dài giếng cát tốt
nhất lấy bằng chiều dày chịu nén của nền đất dưới móng công trình (xem mục 3.3.2).
Khoảng cách L giữa các giếng cát tuỳ thuộc vào tình hình thoát nước của đất nền.
Thông thường khoảng L=1,5-5,0m. Khả năng thấm của nền đất càng kém thì khoảng
các đó càng phải nhỏ hơn.
Tính toán xử lý nền bằng giếng cát chủ yếu là xác định độ lún của nền đất gia cố
giếng cát dưới tải trọng nén trước hoặc tải trọng của công trình theo thời gian, đương
nhiên là khi có giếng cát chiếm chỗ lỗ rống trong nền đất nền đất cũng trở nên tốt
hơn.
Độ lún của nền đất trước khi gia cố giếng cát S xác định theo công thức:
S=
.h
(3.27)
trong đó: e0, ep- hệ số độ rỗng của đất trước và sau khi có tải trọng công trình; h-
chiều dày lớp đất yếu khi chưa có giếng cát.
Trong trường hợp nền đất yếu có nhiều lớp đất khác nhau thì tính cho từng lớp và
cộng lại.
Khi có giếng cát độ lún của nền đất được xác định gần đúng theo công thức của I.E
Evgenev:
Sgc=
(3.28)
e0- hệ số rỗng của nền đất ở trạng thái tự nhiên;
eP- hệ số rỗng của nền đất khi có tải trọng công trình;
dC- đường kính giếng cát;
L- khoảng cách giữa các trục giếng cát.
Để xác định độ lún ST theo thời gian của nền đất gia cố giếng cát cần sử dụng bài
toán cố kết 3 chiều [8]:
ST=
(3.29)
mV- hệ số nén của đất;
e1đ- hệ số rỗng ban đầu của nền đất gia cố giếng cát;
q- tải trọng phân bố đều dưới đáy móng;
P(z, r, t)- áp lực lỗ rỗng.
Mức độ cố kết UT của nền đất gia cố giếng cát xác định theo công thức sau:
UT=
(3.30)
trong đó: ST, Sgc- tương ứng độ lún theo thời gian và độ lún cuối cùng của nền gia cố
giếng cát;
MZ =
(3.31)
TZ=
(3.32)
CZ =
(3.33)
t- thời gian cố kết;
KZ- hệ số thấm theo chiều đứng;
W- trọng lượng thể tích của nước. Giá trị MZ có thể tra biểu đồ hình.3.11 theo quan
hệ MZ=f(TZ)
a) b)
Hình 3.11. Biểu đồ quan hệ giữa a- MZ và TZ; b-giữa Mr với Tr và độ lún S
Mr=
(3.34)
Tr =
(3.35)
Cr=
(3.36)
Kr- hệ số thấm theo phương ngang;
R- bán kính ảnh hưởng của giếng cát;
).
eTB- hệ số rỗng trung bình (eTB=
Giá trị Mr có thể tra theo biều đồ quan hệ Mr= f(Tr) và độ lún cuối cùng S (hình 3.11)
Ví dụ 3.4. Tính toán xử lý nền bằng giếng cát:
Cọc bản nhựa cũng giống như giếng cát, nhưng chúng có khá nhiều ưu điểm:
- giá thành hạ, cọc bản nhựa được sản xuất trong nhà máy nên chất lượng đảm bảo;
- thi công cọc bản nhựa dùng máy chuyên dùng có năng xuất cao tiến độ thi công
nhanh.
Bấc thấm có cấu tạo từ bản giấy thấm bọc bằng nhựa mềm chiều rộng khoảng 100-
200mm, chiều dày 3-5cm. Bản nhựa gồm 2 lớp nhựa, kẹp giữa là 10 rãnh thoát nước
với tiết diện 3mm2.
Theo tổng kết của Nhật, một thanh cọc bản nhựa có tác dụng thoát nước như một
giếng cát có đường kính 18cm cùng chiều dài. Ngày nay nhờ thiết bị hiện đại có thể
hạ cọc bản nhựa xuống tới độ sâu 25-30m. Bấc thấm chủ yếu được sử dụng kết hợp
với công tác gia tải trước cho nền đất.
Tính toán xử lý nền bằng bấc thấm chủ yếu là tính toán khoảng cách giữa các bấc
thấm sao cho với thời gian và tải trọng gia tải nén trước dự tính, độ lún của nền đất
đạt được giá trị cần thiết thoả mãn yêu cầu thiết kế. Các bước tính toán thiết kế như
sau:
3.4.2.1. Tính toán khoảng cách giữa các bấc thấm
Căn cứ vào thời gian dự tính trước t và để đạt được mức độ cố kết U %, khoảng cách
giữa các bấc thấm L xác định theo công thức:
L=
(3.37)
trong đó: =(0,5-1).CV- là hệ số cố kết thấm, (m2/năm); -hệ số phụ thuộc n= D/dw;
D- đường kính ảnh hưởng của bấc thấm; dw- đường kính tương đương của bấc thấm
dw= 2(a+b)/ (a, b là kích thước của bấc thấm); n- trọng lượng thể tích của nước,
1kN/m3; P- tải trọng công trình hay tải trọng gia tải nén trước.
Quan hệ khoảng cách giữa các bấc thấm L với đường kính ảnh hưởng của bấc thấm
D phụ thuộc vào sơ đồ bố trí như sau:
- sơ đồ bố trí bấc thấm theo hình vuông: L=D/1,13;
- sơ đồ bố trí bấc thấm theo hình tam giác: L=D/1,05.
a) b)
Hình 3.14. Biểu đồ xác định hệ số
Căn cứ vào thời gian gia tải t dự kiến trước và mức độ cố kết U yêu cầu (thông
thường lấy bằng 0,9), theo các công thức (3.30-3.36) tính được đường kính ảnh
hưởng của bấc thấm D, từ đó xác định được khoảng cách L.
3.4.2.2. Tính toán độ lún cố kết S C của nền đất (khi chưa có bấc thấm)
Độ lún cố kết SC của nền đất tính theo phương pháp cộng lún từng lớp theo công thức
sau:
SC=
3.38)
trong đo: hi- chiều dày lớp đất tính lún thứ i (hi 2m); e0
i ở trạng thái tự nhiên; Cc
(biểu diến theo dạng elog ) trong phạm vi i>pz
lún phục hồi khi dỡ tải, hay độ dốc của đoạn đường cong nén lún trong phạm vi
i>pz
của các lớp đất tự nhiên nằm trên lớp thứ i; z
Lưu ý:
+ Các giá trị Cr, Cc và pz- xác định theo TCVN 4200:1995;
+ z- nếu là áp lực do tải trọng đất đắp gây nên thì xác định theo toán đồ Osterberg;
+ nếu i
+ nếu i
SC=
(3.38')
Chiều sâu vùng đất yếu cần đóng bấc thấm nên lấy bằng chiều dày chịu nén Ha của
nền dưới tác dụng của tải trọng công trình. Có thể xác định như sau:
z 0,1vz
3.4.2.3. Dự tính độ lún tổng cộng S và độ lún tức thời Si
S= m.SC
(3.39)
trong đó: m- hệ số kể đến sự phá hoại kết cấu đất khi thi công bấc thấm và sự dịch
chuyển ngang của nền đất yếu, m=1,1-1,4 (khi có biện pháp giảm đảy trồi ngang thì
m=1.1).
Độ lún tức thời dự tính như sau:
(3.40)
Si=(m-1)Sc
3.4.3.4. Dự tính độ lún cố kết của nền đất khi đã gia cố bấc thấm.
Độ cố kết U đạt được sau thời gian t kể từ lúc gia tải được xác định theo công thức:
(3.41)
U= 1-(1-UV)(1-Uh)
trong đó: UV- độ cố kết theo phương thẳng đứng; Uh- độ cố kết theo phương ngang.
- xác định độ cố kết theo phương đứng (UV):
Độ cố kết UV phụ thuộc vào yếu tố thời gian UV= f(TV),
TV=
(3.42)
trong đó: CV
trong phạm vi chiều sâu chịu nén Ha
CV
(3.43)
trong đó: hi- chiều dày các lớp đất yếu nằm trong phạm vi vùng chịu nén Ha; Cvi-hệ
sốcố kết thẳng đứng của lớp đất yếu thứ i, xác định theo TCVN 420:1995, tương
đương với áp lực trung bình
mà lớp đất yếu thứ i phải chịu trong quá trình cố
kết; H- chiều sâu thoát nước cố kết theo phương thẳng đứng (nếu chỉ có một hướng
thoát nước, ví dụ: có lớp cát bên trên hoặc bên dưới thì H=Ha, nếu có 2 hướng thoát
nước, có lớp cát cả ở trên và dưới thì H=(1/2)Ha.
Trị số độ cố kết thẳng đứng UV có thể xác định theo bảng 3.1.
Bảng 3.1. Độ cố kết UV theo TV
TV
0,004
0,008
0,012
0,02
0,028
0,036
0,048
0,06
UV
0,08
0,104
0,125
0,160
0,189
0,214
0,247
0,276
TV
0,072
0,10
0,125
0,167
0,20
0,25
0,30
0,35
UV
0,303
0,357
0,399
0,461
0,504
0,562
0,631
0,650
TV
0,40
0,50
0,60
0,80
1,0
2,0
UV
0,698
0,764
0,816
0,887
0,931
0,994
Ghi chú: Nếu CV tính bằng cm2/s thì hi và H tính bằng cm và t tính bằng giây (s)
- xác định độ cố kết theo phuơng ngang (Uh):
Uh= 1- e*p
(3.44)
trong đó:
-Th- yếu tố thời gian theo phương ngang
Th=
(3.45)
D- đường kính ảnh hưởng của bấc thấm;
L- khoảng cách giữa các tim bấc thấm;
Ch- hệ số cố kết theo phương ngang (ở giai đoạn thiết kế cơ sở, để đơn giản có thể
lấy Ch =(2-5)CV
- F(n)- yếu tố xét đến ảnh hưởng của khoảng cách bấc thấm:
F(n)=
(3.46)
n=D/dw, do n2 >>1 nên có thể xác định F(n) theo công thức đơn giản sau;
(3.47)
F(n)= ln(n)-3/4
- FS- yếu tố xét đến ảnh hưởng xáo động đất khi đóng bấc thấm:
FS=
(3.48)
kn và ks- tương ứng là hệ số thấm của đất theo phương ngang khi chưa đóng bấc thấm
và sau khi đóng bấc thấm (trong thực tế thường dùng kn/ks=kn/kv=cn/cv= 2-5);
ds- đường kính tương đương của vùng đất bị xáo động xung quanh bấc thấm, trong
thực tế thường dùng ds/dw=2-3.
- Fr- yếu tố xét đến sức cản của bấc thấm:
Fr=
(3.49)
H- chiều dài tính toán của bấc thấm (m). Nếu chỉ có một hướng thoát nước phía trên
thì H = chiều sâu đóng bấc thấm, nếu có 2 hướng thoát nước thì H=1/2 chiều sâu
đóng bấc thấm; qw(m3/s)- khả năng thoát nước của bấc thấm tương đương với gradien
thuỷ lực bằng 1, lấy theo chứng chỉ xuất xưởng của bấc thấm. Thực tế tính toán có
thể lấy:
- kn/qw=0,00001-0,001m-2- đối với đất yếu loại sét hoặc sét pha;
- kn/qw=0,001-0,01m-2- đối với đất than bùn;
- kn/qw=0,01-0,1m-2- đối với đất bùn gốc cát.
Độ lún cố kết của nền đất yếu được gia cố bằng bấc thấm sau thời gian t được xác
định theo công thức:
St= SC.U
SC- độ lún của nền đất yếu khi chưa có bấc thấm, xác định theo (3.38');
U- độ cố kết của nền đất yếu sau khi được gia cố bấc thấm, xác định theo công thức
(3.41)
Phần độ lún cố kết sau thời gian t sẽ là
(3.50)
S= (1- U)SC
Trình tự tính toán gia cố nền bằng bấc thấm / giếng cát như sau:
1. Xác định độ lún của nền chưa gia cố dưới tác dụng của tải trọng công trình,
tính theo công thức (3.27);
2. Lựa chọn loại bấc thấm hoặc đường kính giếng cát và sơ đồ bố trí chúng;
3. Dự kiến tỷ số bán kính ảnh hưởng với đường kính quy đổi của bấc thầm /
giếng cát n=
.
4. Dự kiến trước thời gian gia tải t và mức độ cố kết U yêu cầu (thông thường lấy
lớn hơn hoặc bằng 0,9);
5. Xác định được khoảng cách L.giữa các bấc thấm /giếng cát theo công thức
(3.37);
6. Xác định độ cố kết theo phương đứng (UV) và phương ngang (Uh) theo các
công thức (3.30-3.36 hoặc 3.42-3.49);
7. Xác định độ lún cố kết của nền đất yếu được gia cố bằng bấc thấm sau thời
gian dự kiến theo công thức (3.50);
8. Xác định phần độ lún cố kết còn lại của công trình sau khi đã gia tải cho nền;
9. Chiều dài đóng bấc thấm /giếng cát lấy bằng chiều dày chịu nén Ha. Nên xác
định theo điều kiện:
z 0,1vz
Ghi chú: 1. Các giá trị trong bước 3 và 4 được chọn thử dần cho đến khi đạt độ cố
kết tốt nhất và thời gian ngắn nhất.
2. Nên cố gắng tận dụng lớp cát trong nền để giảm chiều dài tính toán H của bấc
thấm/giếng cát
3. Gia cố bấc thấm / giếng phải kết hợp với gia tải (nén trước). Quy trình gia tải nén
trước cần thực hiện theo từng cấp trên cơ sở tiêu chuẩn hiện hành để đảm bảo ổn
định, tránh phá hoại nền (hình 3.15).
Ví dụ 3.5. Tính toán bấc thấm
Thiết kế gia cố nền công trình tải trọng phân bố đều dưới đáy móng 120Kpa, móng chôn sâu ở độ
sâu 1m, nền đất sét pha yếu dầy 7m, chỉ tiêu cơ lý như sau:
Trọng lượng thể tích:
a
P
k
0
2
1
Trong mọi trường hợp khi sử dụng cọc xi măng đất cần phải tiến hành thí nghiệm để
lựa chọn các chỉ tiêu tính toán và tỷ lệ xi măng sử dụng để tạo nên hỗn hợp tối ứu đối
với loại đất đó.
3.5.2. Tính toán xử lý nền bằng cọc đất- xi măng.
Vùng đất được gia cố xi măng tạo nên cọc đất- xi măng có các chỉ tiêu cơ lý tăng hơn
so với vùng đất không có cọc. Tuy nhiên do, liều lượng xi măng không lớn và tính
chất của đất gia cố nên độ cứng của cọc không quá lớn để có thể coi cọc tiếp nhận
được hoàn toàn tải trọng công trình. Thực tế trong tính toán cọc đất xi măng được coi
là biện pháp gia cố nền và nền đất được gia cố cọc đất -xi măng được tính toán như
nền có các chỉ tiêu khác so với nền chưa gia cố. Trong trường hợp chiều sâu gia cố
cọc không lớn (chiều dài cọc nhỏ), nền đất được tính toán như nền 2 lớp. Nói chung
cọc đất gia cố xi măng, cũng như cọc cát, nên tiến hành hết chiều sâu vùng chịu nén
của nền dưới móng công trình.
Các chỉ tiêu cơ lý của cọc đất- xi măng được xác định bằng thí nghiệm mẫu đất gia
cố xi măng sau khi đã xác định được tỷ lệ tối ưu.
Tính toán nền gia cố cọc đất- xi măng dưới móng công trình tương tự như nền đất
thiên nhiên. với các chỉ tiêu cơ - lý nền đã được gia cố, trong đó cần thực hiện 2 yêu
cầu chính sau đây:
1- Tải trong tác dụng lên nền không vượt quá khả năng chịu lực của nền cọc đất- xi
măng, tính theo công thức:
(3.51)
max 1,2RZ , TB RZ và min > 0 (3.52)
trong đó: RZ- khả năng chịu lực của nền đất gia cố cọc đất xi măng sau khi điều chỉnh
theo độ sâu (tính từ độ sâu đào hố móng)
Giá trị thiết kế cường độ chịu nén của đất trộn xi măng R có thể xác định như sau:
(3.53)
R =(1/3-1/2)Rcu
trong đó: Rcu- giá trị bình quân cường độ chịu nén giới hạn một trục của mẫu đất xi
măng trong phòng có tỷ lệ như cọc đất xi măng thiết kế, giá trị này có thể suy ra từ
cường độ chịu nén sau 7 ngày tuổi
Rcu= Rcu,7/0,3
(3.54)
Giá trị RZ cần được xác định bằng bàn nén tĩnh tại hiện trường hoặc bằng xuyên
(SPT, xuyên tĩnh), các dụng cụ cắt cánh, dụng cụ kéo -nén v.v.
Trong trường hợp thiết kế sơ bộ, giá trị RZ có thể xác định như sau:
RZ=RAC+
(1-AC)
(3.55)
- cường độ chịu nén tiêu chuẩn của đất nền chưa gia cố cọc đất xi
Trong đó:
măng.
2- Độ lún của nền không được vượt quá giá trị cho phép của công trình. Trong đó giá
trị mô đun biến dạng của nền đất gia cố cọc đất xi măng xác định theo công thức:
(3.56)
E Xđ= ETN (1-Ac) +EX.AC
trong đó: ETN- mô đun biến dạng của đất tự nhiên; AC- tỷ lệ chiếm chỗ của cọc đất xi
măng (diện tích gia cố); EX- mô đun biến dạng của cọc đất xi măng.
Trong trường hợp nền đất có nhiều lớp, mỗi lớp đất đều phải lấy mẫu thí nghiệm, xác
định tỷ lệ trộn xi măng tối ưu và các chỉ tiêu thiết kế cần thiết cho từng lớp đất gia
cố. Phương pháp tính toán khả năng chịu lực cũng như độ lún của nền gia cố cọc cát
khi nền đất có nhiều lớp đất khác nhau tiến hành như trong bài toán tính toán đối với
nền đất nhiều lớp thông thường.
bị mục nát. Chính nhờ những đặc điểm này nên trong xây dựng các nhà thấp tầng,
cọc tre và cọc tràm được sử dụng khá rộng rãi ở nước ta. Chiều dài cọc tre thông
thường được sử dụng là 1,5-2,5m, còn cọc tràm có thể 2,5-4m. Chiều dài lớn hơn chỉ
được sử dụng hãn hữu do khó khăn trong việc lựa chọn cọc theo yêu cầu và trở nên
không kinh tế.
Cọc tre hay cọc tràm đều có độ cứng hữu hạn nên chỉ được sử để gia cố nền với mục
tiêu giảm độ rỗng của nền đất để làm chặt nền đất nhờ cọc chiếm chỗ ép đất về các
phía xung quanh cọc.
Cọc tre hoặc cọc tràm thường được sử dụng phổ biến với mật độ 25c/m2. Đường kính
của cọc tre cũng tương tự như cọc tràm thường có giá trị d=60-80cm.
Với số liệu trên, khi đóng cọc xuống nền đất thì diện tích chiếm chỗ của cọc trên 1m2
là 0,071-0,125m2. Nếu tính theo 1 m chiều sâu thì diện tích giảm lỗ rỗng có thể tính
gần đúng bằng 0,071-0,126m3.
Nếu coi nền đất giữa các cọc bị nén ép đồng đều, theo đường cong quan hệ hệ số
rỗng e =f(p) (p-áp lực nén) nén ép mẫu đất trong phòng thí nghiệm, với lượng giảm
lỗ rỗng tương ứng có thể xác định được áp lực tác dụng lên nền đất sau khi đã gia cố
cọc tre/tràm, cũng như độ lún của công trình gia cố cọc tre/tràm qua mức độ giảm hệ
số rỗng.
Để xác định khả năng chịu lực cũng như biến dạng của nền gia cố cọc tre/tràm, tốt
nhất tiến hành nén tĩnh tại hiện trường bằng bàn nén.
Trong thực tế cọc tre nhiều khi được sử dụng kết hợp với nền đệm cát. Đặc điểm của
cọc tre/tràm là khi thi công không phải đào đất nhưng có chiều dài không lớn nên
không gia cố được sâu theo yêu cầu, còn nền đệm cát phải đào đất nền chỉ hạn chế
đào được ở độ sâu nhất định (do khó khăn trong việc xử lý vách hố móng, nước
ngầm...). Để khắc các yếu điểm này có thể sử dụng đệm cát ở phía trên kết hợp với
cọc tre/tràm ở phía dưới.
Tính toán nền đệm cát kết hợp với cọc tre/tràm thực hiện như trình bày trong mục gia
cố nền bằng đệm cát. Lớp gia cố cọc tre/tràm được tính như nền đã được giảm lỗ
rỗng với cường độ và mô đun biến dạng tăng lên tương ứng.
CHƯƠNG 4
TÍNH TOÁN MÓNG CỌC ĐÀI THẤP
4.1. Các loại cọc được sử dụng trong xây dựng
4.1.1. Cọc gỗ
Cọc gỗ thường có chiều dài từ 4,5 m đến 12 m, đường kính khoảng 18 đến
36 cm. Khi cần chiều dài cọc lớn ta có thể nối các đoạn gỗ lại, vì thế chiều dài
cọc gỗ có thể lên tới 20 - 25m, khi cần tăng tiết diện cọc có thể ghép 3-4 cây gỗ
lại với nhau.
Xét về khía cạnh thi công thì loại cọc này có ưu điểm là nhẹ, búa và các
thiết bị hạ cọc khá đơn giản. Mũi cọc thường được vát nhọn và bịt thép để không
tòe khi đóng.
Cọc gỗ thường gặp ở các công trình phụ tạm do khả năng chịu tải của cọc
gỗ không lớn và chỉ đảm bảo chất lượng gỗ bền lâu khi dưới mực nước ngầm
(để tránh bị mối mục).
4.1.2. Cọc bê tông cốt thép đúc sẵn
Cọc bê tông cốt thép đúc sẵn được chế tạo trên mặt đất rồi hạ vào nền bằng
các phương pháp khác nhau : đóng, ép, xói nước...
Ưu điểm : Cọc được chế tạo trên mặt đất do đó chất lượng cọc dễ kiểm soát,
hiệu quả sử dụng vật liệu cao; cọc làm việc không phụ thuộc mực nước ngầm.
Nhược điểm : Khả năng chịu uốn kém dễ bị nứt khi vận chuyển, cẩu lắp do đó
khó sử dụng cọc chiều dài lớn; là cọc chiếm chỗ có thể gây ra nâng mặt nền lân
cận; sức chịu tải nhỏ so với cọc đổ tại chỗ do khó hạ cọc chiều dài, tiết diện lớn.
Trong quá trình hạ, cọc có thể chịu tải trọng gấp 2 thậm chí 3 lần tải trọng
thiết kế do đó cấp độ bền của bê tông cọc cần chọn đảm bảo bê tông chịu được
các ứng suất trong quá trình thi công. Cọc thi công bằng ép đỉnh B≥15, ép tĩnh
B≥20. Cọc đóng trong điều kiện bình thường và dễ đóng (độ chối e >2mm)
B≥20, đóng đến độ chối rất nhỏ (độ chối e≤ 2mm) B≥30. Cọc hạ bằng xói nước
B≥15. Cọc bê tông cốt thép ứng suất trước bê tông B≥30 đối với móng cọc đài
cao và B ≥25 với móng cọc đài thấp.
Cốt thép cọc phải thoả mãn các điều kiện quy định về chất lượng cốt thép
để có thể chịu được các nội lực phát sinh trong quá trình bốc dỡ, vận chuyển và
các lực kéo hoặc mômen uốn của công trình bên tác dụng vào cọc; cũng cần xét
đến trị ứng xuất kéo có thể phát sinh do hiện tượng nâng nền khi đóng các cọc
tiếp theo.
Cốt thép chủ yếu cần được kéo dài liên tục theo suốt chiều dài cọc. Trong
trường hợp bắt buộc phải nối cốt thép chủ, mối nối cần được tuân theo quy định
về nối thép và bố trí mối nối của các thanh.
Trong trường hợp cần tăng khả năng chịu mômen, thép được tăng cường ở
phần đầu cọc, nhưng cần bố trí sao cho sự gián đoạn đột ngột của cốt thép không
gây ra hiện tượng nứt khi cọc chịu tác động xung trong quá trình đóng cọc.
Cốt thép dọc được xác định theo tính toán. Theo TCXD 205:1998, hàm
lượng thép không nhỏ hơn 0,8%, đường kính không nên nhỏ hơn 14mm. Đối với
những trường hợp sau, nhất là các cọc cho nhà cao tầng, hàm lượng của cốt thép
dọc có thể nâng lên 1 - 1,2% :
- Mũi cọc xuyên qua lớp đất cứng;
- Độ mảnh của cọc = L/d >60 (L - chiều dài cọc, d - bề rộng hoặc đường kính
cọc)
- Sức chịu tải thiết kế của cọc đơn khá lớn mà số cọc của 1 đài ít hơn 3 cây.
Cốt đai có vai trò đặc biệt quan trọng để chịu ứng xuất nảy sinh trong quá
trình đóng cọc. Cốt đai có dạng móc, đai kín hoặc xoắn. Trừ trường hợp có sử
dụng mối nối đặc biệt hoặc mặt bích bao quanh đầu cọc mà có thể phân bố được
ứng xuất gây ra trong quá trình đóng cọc, trong khoảng cách bằng 3 lần cạnh
nhỏ của cọc tại hai đầu cọc, hàm lượng cốt đai không ít hơn 0,6% của thể tích
vùng nêu trên.
Trong phần thân cọc, cốt đai có tổng tiết diện không nhỏ hơn 0,2% và được
bố trí với khoảng cách không lớn hơn 1/2 bề rộng tiết diện cọc. Sự thay đổi các
vùng có khoảng cách các đai cốt khác nhau không nên quá đột ngột
Chiều dài cọc bê tông cốt thép có thể đạt chiều dài 40 45 m, chiều dài
đoạn cọc phụ thuộc chủ yếu vào điều kiện thi công (thiết bị chế tạo, vận chuyển,
cẩu lắp, hạ cọc...) và liên quan tới khả năng chịu lực của cọc. Một cây cọc không
nên có quá 2 mối nối (trừ trường hợp cọc thi công bằng phương pháp ép); khi
cọc có trên hai mối nối phải tăng hệ số an toàn đối với sức chịu tải. Mối nối cọc
nên thực hiện bằng phương pháp hàn. Cần có biện pháp bảo vệ mối nối trong
các lớp đất có tác nhân ăn mòn.
Tiết diện cọc bê tông cốt thép khá đa dạng : tròn, vuông, chữ nhật, chữ T,
chữ I, vuông có lỗ tròn, tam giác, đa giác...trong đó cọc có tiết diện vuông được
sử dụng phổ biến nhất.
a) Cọc bê tông cốt thép hình lăng trụ
Hiện nay, cọc hình lăng trụ được sử dụng khá rộng rãi với các tiết diện
vuông chủ yếu là 20 x 20 cm, 25 x 25 cm, 30 x 30 cm, 35 x 35 cm, 40 x 40 cm,
chiều dài của đoạn cọc tiết diện 20x 20 cm và 30x30 cm thường nhỏ hơn 10 m,
còn đối với loại có tiết diện 30 x 30 cm và 40 x 40 cm thường có chiều dài đoạn
cọc lớn hơn 10 m.
Cấu tạo cốt thép của cọc thể hiện trên hình :
Hình 4.1 Cấu tạo chi tiết cốt thép cọc BTCT (kích thước ghi cm)
1. Cốt chịu lực; 2. Cốt thép đai; 3. Đai gia cường mũi cọc ; 4. Cốt thép gia cường đầu cọc ;
5. Móc cẩu ; 6. Thanh dẫn hướng
Cốt thép số 1 là cốt dọc chịu lực chính của cọc khi vận chuyển, cẩu lắp
cũng như chịu lực ngang đối với móng cọc đài cao. Cốt thép chịu lực có đường
kính lớn hơn 10mm thép CII (AII).
Cốt thép số 6 đường kính ≥ 20mm, L = 100mm + 30, dùng để tăng độ
Cốt thép số 2 là cốt thép đai dùng để định vị cốt thép dọc, chịu lực cắt, đảm
bảo cốt dọc không ép vỡ bê tông. Cốt đai cấu tạo đai ngang hoặc đai xoắn,
đường kính 6, 8.
Trong phạm vi 1m tính từ đầu cọc và 0,5m tính từ mũi cọc, bước cốt đai a =
50mm để tăng cường độ cứng tại đầu cọc.
Phần giữa cọc bố trí bước cốt đai a = 150mm cho cọc có tiết diện ≤ 250mm, a =
200mm cho cọc có tiết diện > 250mm.
cứng mũi cọc, dẫn hướng trong quá trình hạ cọc.
Đầu cọc bố trí luới thép 6, a = 50mm để chống ứng suất cục bộ tại đầu cọc
khi đóng cọc, tránh vỡ đầu cọc khi đóng hoặc ép. Thường bố trí 4-5 lưới cách
nhau 50mm cho cọc đóng, 3-4 lưới cho cọc ép tĩnh.
Khi cọc dài có thể nối cọc từ các đốt chế tạo sẵn, chi tiết nối có thể như Hình
4.6.
Có thể sử dụng thép bản táp để liên kết hàn đầu cọc hoặc dùng thép góc L
để táp vào và hàn lại. Với cọc chịu uốn, chịu kéo phải kiểm tra cường độ mối
nối. Sau khi nối cọc cần quét một lớp bitum phủ bề mặt chống gỉ.
b) Cọc bê tông cốt thép tiết diện vuông với lỗ rỗng tròn
Trong nhiều trường hợp cọc bê tông cốt thép tiết diện vuông với lỗ tròn
rỗng được sử dụng xuất phát từ yêu cầu tiết kiệm chi phí bê tông, cốt thép, giảm
trọng lượng bản thân cọc. Để đơn giản cọc được làm rỗng trên toàn bộ chiều dài.
4.1.3. Cọc nhồi
Cọc nhồi là cọc được thi công tạo lỗ trước trong đất, sau đó lỗ được
lấp đầy bằng bê tông có hoặc không có cốt thép. Việc tạo lỗ được thực hiện
bằng phương pháp khoan, đóng ống hay các phương pháp đào khác. Cọc nhồi
có đường kính bằng và nhỏ hơn 600mm được gọi là cọc nhồi có đường kính
nhỏ, cọc nhồi có đường kính lớn hơn 600mm được gọi là cọc nhồi đường kính
lớn.
Ưu điểm của cọc nhồi:
- Sử dụng được cho mọi loại địa tầng khác nhau.
- Sức chịu tải lớn do tạo được cọc có tiết diện, chiều dài lớn.
- Độ lún nhỏ do mũi cọc được hạ vào lớp đất có tính nén rất nhỏ.
- Không gây tiếng ồn và tác động đến công trình lân cận, phù hợp xây dựng các
công trình lớn trong đô thị.
- Rút bớt được công đoạn đúc cọc, do đó không cần các khâu xây dựng bãi đúc,
lắp dựng ván khuôn...
- Cho phép kiểm tra trực tiếp các lớp đất lấy mẫu từ các lớp đất đào lên, có thể
đánh giá chính xác điều kiện đất nền.
Nhược điểm của cọc nhồi:
- Sản phẩm trong quá trình thi công đều nằm sâu trong lòng đất khó kiểm soát
chất lượng bê tông cọc.
- Cọc đổ tại chỗ, nên dễ xảy ra các khuyết tật ảnh hưởng tới chất lượng cọc
như:
+ Hiện tượng co thắt, hẹp cục bộ thân cọc hoặc thay đổi kích thước tiết diện
khi cọc xuyên qua các lớp đất khác nhau
+ Bê tông xung quanh thân cọc bị rửa trôi gây ra rỗ mặt thân cọc
+ Lỗ khoan nghiêng lệch, sụt vách lỗ khoan
+ Bê tông đổ thân cọc không đồng nhất và phân tầng
- Quá trình thi công cọc khoan nhồi là tại công trường ngoài trời nên phụ thuộc
nhiều vào thời tiết như mưa bão..., mặt bằng thi công lầy lội ảnh hưởng đến
môi trường.
- Chi phí kiểm tra thí nghiệm với cọc khoan nhồi tốn kém
Vật liệu làm cọc:
Bê tông dùng cho cọc khoan nhồi là các loại bê tông thông thường B≥15.
Ngoài điều kiện về cường độ, bê tông phải có độ sụt lớn để đảm bảo tính liên tục
của cọc trong quá trình thi công.
Bảng 4.1 - Độ sụt của bê tông cọc nhồi
Điều kiện sử dụng
Đổ tự do trong nước, cốt thép có khoảng cách lớn cho phép bê tông
dịch chuyển dễ dàng
Độ sụt
(cm)
7,5
12,5
10
17,5
>15
Khoảng cách cốt thép không đủ lớn, để cho phép bê tông dịch
chuyển dễ dàng, khi cốt đầu cọc nằm trong vùng vách tạm.
Khi đường kính dọc nhỏ hơn 600mm
Khi bê tông được đổ dưới nước hoặc trong dung dịch sét ben-tô-nit
qua ống đổ (tremie)
Thông thường bê tông của cọc nhồi có hàm lượng xi măng không nhỏ hơn
350kg/m3. Để tránh sự phân tầng do bê tông có độ sụt lớn hoặc bê tông bị mất
nước trong điều kiện mùa hè, nên sử dụng các loại phụ gia thích hợp.
Cốt thép dọc của cọc nhồi xác định theo tính toán, đồng thời phải thoả mãn
một số yêu cầu cấu tạo sau :
- Trong trường hợp cọc nhồi chịu kéo, cốt thép dọc cần được bố trí theo suốt
chiều dài cọc. Khi cốt thép dọc được nối cần phải hàn theo yêu cầu chịu lực. Khi
lực nhổ là nhỏ, cốt thép dọc được bố trí đến độ sâu cần thiết để lực kéo được
triệt tiêu hoàn toàn thông qua ma sát cọc.
- Đối với cọc chịu nén dọc trục, hàm lượng cốt thép không nên nhỏ hơn
0,20,4%. Đường kính cốt thép không nhỏ hơn 10mm và bố trí đều theo chu vi
cọc. Đối với cọc chịu tải trọng ngang, hàm lượng cốt thép không nhỏ hơn
0,40,65%.
- Cốt đai cọc nhồi thường là 6 10, khoảng cách 200300mm. Có thể dùng
đai hàn vòng đơn hoặc đai ốc xoắn chưa liên tục. Nếu chiều dài lồng thép lớn
hơn 4m, để tăng cường độ cứng tính toàn khối thì bổ sung thép đai 12 cách
nhau 2m, đồng thời các cốt đai này được sử dụng để gắn các miếng kê tạo lớp
bảo vệ cốt thép.
- Chiều dày lớp bảo vệ cốt thép dọc của cọc nhồi không nhỏ hơn 50mm.
Thông thường cọc nhồi được tạo lỗ từ cao độ mặt đất, đất trong lòng cọc
được lấy ra. Hiện tượng dãn đất trong quá trình thi công sẽ gây ra ứng suất kéo
cho cọc và nó tồn tại đến khi cọc được tải đủ. Do đó cốt thép cọc cần được bố trí
đủ để chịu lực kéo để trên cho đến khi giá trị lực kéo này bị triệt tiêu do tải trọng
của công trình truyền xuống.
Kiểm tra chất lượng cọc khoan nhồi
- Phương pháp siêu âm kiểm tra mức độ đồng nhất, phát hiện khuyết tật của bê
tông cọc
- Thí nghiệm thử động biến dạng nhỏ PIT (Pile Integrity Test) kiểm tra độ toàn
vẹn của cọc
- Thí nghiệm thử động biến dạng lớn PDA (Pile Dynamic Analysis) xác định
sức chịu tải của cọc
- Thí nghiệm nén tĩnh xác định sức chịu tải của cọc chẳng hạn thí nghiệm
Osterberg (áp dụng nhiều ở công trình cầu : Cầu Mỹ Thuận, Cầu Cần Thơ,...)
tuy nhiên chi phí thí nghiệm này khá tốn kém.
4.1.4. Cọc Barret
Cọc barret thuộc loại cọc bê tông cốt thép đổ tại chỗ như cọc nhồi, có yêu
cầu về bê tông, cốt thép tương tự. Tiết diện ngang thân cọc hình chữ nhật có thể
lên tới 1,5m x 1,5m đến 2,5m x 4m.
Quy trình thi công cọc Barret cơ bản giống với cọc nhồi, khác ở thiết bị thi
công đào hố và hình dạng lồng thép. Thi công cọc khoan nhồi thì dùng lưỡi
khoan hình tròn, cọc barret thì dùng gàu ngoạm hình chữ nhật.
4.1.5. Cọc thép
Cọc thép thường có tiết diện hở như cọc chữ H, chữ X hoặc có tiết diện kín
như hình tròn, hình hộp... Tỉ lệ giữa đường kính ngoài và chiều dày thành ống
không lớn hơn 100. Chiều dày nhỏ nhất của thành ống là 8mm.
Ưu điểm của cọc thép là thể tích nhỏ không gây ra hiện tượng nâng nền khi
hạ cọc trong khi diện tích tiếp xúc giữa thân cọc và đất vẫn lớn huy động được
sức kháng ma sát đáng kể. Cọc thép còn có trọng lượng nhẹ dễ trong vận chuyển
cẩu lắp, dễ nối cọc.
Nhược điểm của cọc thép là giá thành cao, dễ bị ăn mòn. Trong trường hợp
có khả năng xuất hiện hiện tượng ăn mòn vật liệu thép, cần phải có biện pháp
chống ăn mòn, theo như tiêu chuẩn quy định trong tiêu chuẩn chống ăn mòn kim
loại. Chiều dày của thép được xác định dựa vào tốc độ ăn mòn, tuổi thọ dự kiến
của công trình và tăng thêm dự trữ ăn mòn là 2mm.
Đối với các cọc có tiết diện hở không đòi hỏi phải có mũi. Trong trường
hợp các cọc được đóng vào lớp đất cứng, thời gian đóng cọc dài, mũi cọc cần
được gia cường bằng thép bản để tăng độ cứng. Khi cọc được đóng vào đá phải
có mũi đặc biệt.
Cọc thép sử dụng hiệu quả trong các trường hợp gia cố, sửa chữa móng,
nhất là trường hợp thay đổi phương án móng nông của công trình đã có sang
phương án móng cọc.
4.1.6. Cọc ống thép nhồi bê tông
Dạng cọc này thường sử dụng cho các công trình cầu dẫn, cầu trung, hoặc các
công trình trên biển, đường kính ống có thể tới 0,9 -1,0m, chiều sâu hạ cọc có
thể tới 35 - 40m.
Các bước thi công cọc có thể tóm tắt như sau :
- Chế tạo cọc ống thép
- Đóng cọc ống thép bịt kín mũi xuống độ sâu thiết kế,
- Đặt cốt thép vào lòng cọc
- Đổ bê tông lấp lòng cọc
- Kiểm tra chất lượng cọc và thử tải cọc
Cọc được thi công bằng phương pháp đóng bằng búa rơi. Cọc ống thép
được sản xuất tại nhà máy theo công nghệ hàn xoắn ốc, thép thành cọc có chiều
dày từ 12-14mm, mũi cọc được bịt kín, cọc được chia thành từng đoạn 1520m
và được nối lại bằng các mặt bích khi hạ xuống. Sau khi hạ cọc xuống độ cao
thiết kế, tiến hành làm sạch, lắp cốt thép và đổ bê tông cấp độ bền B25 hoặc B30
lấp lòng cọc. Loại cọc này có chất lượng tốt, có khả năng chịu lực cao phát huy
được khả năng làm việc của vật liệu thép chịu kéo còn bê tông chịu nén, tuy vậy
giá thành cọc còn cao (loại cọc này đã được thi công ở cầu Bính với 231 cọc, dài
40m).
4.1.7. Cọc mở rộng chân
Đây là một trong những biện pháp làm tăng sức kháng mũi cọc qua đó tăng
sức chịu tải của cọc. Việc mở rộng chân cọc có thể sử dụng nhiều biện pháp như
nổ phá, khoan, hoặc nhiều biện pháp cơ học khác. Trong đó, nổ phá được sử
dụng rộng rãi nhất.
4.2. Tính toán móng cọc đài thấp theo trạng thái giới hạn
4.2.1. Nội dung tính toán
- Kiểm tra lực truyền lên cọc (TTGH1): tổng tải trọng tác dụng lên cọc phải
nhỏ hơn sức chịu tải của cọc.
- Kiểm tra ổn định của móng cọc (TTGH1): móng cọc không bị mất ổn định do
trượt, lật; nền móng cọc không bị phá hoại về độ bền.
- Kiểm tra điều kiện khống chế độ lún của móng (TTGH2): độ lún của các
móng trong công trình nằm trong phạm vi cho phép, đảm bảo công trình sử
dụng bình thường.
- Kiểm tra chiều cao đài theo điều kiện chọc thủng (TTGH1): cấu tạo đài đủ
chiều cao, đảm bảo đài không bị phá hoại do chọc thủng
Tính toán và cấu tạo cốt thép đài (TTGH1): đảm bảo đài không bị nứt do
-
uốn
4.2.2. Trình tự tính toán
Bước 1: Thu thập và xử lý tài liệu gồm:
- Tài liệu về công trình: (No, Mo, Qo)
- Tài liệu về địa chất: địa tầng đất nền và các số liệu của mỗi lớp
- Các tài liệu khác
- Các tiêu chuẩn xây dựng
Bước 2: Phân tích lựa chọn giải pháp nền móng Giải pháp móng cọc đài thấp
dạng móng đơn, băng, bè…
Bước 3: Chọn độ sâu chôn đáy đài
Bước 4: Chọn vật liệu, chiều dài, tiết diện và phương pháp thi công cọc
Bước 5: Xác định sức chịu tải của cọc
Bước 6: Xác định sơ bộ số lượng cọc và bố trí cọc trong đài
Bước 7: Chọn sơ bộ chiều cao đài
Bước 8: Kiểm tra lực truyền lên cọc
Bước 9: Kiểm tra điều kiện móng cọc đài thấp
Bước 10: Kiểm tra ổn định của móng cọc (nếu cần)
Bước 11: Kiểm tra điều kiện khống chế độ lún của móng cọc
Bước 12: Kiểm tra chiều cao đài
Bước 13: Tính toán và cấu tạo cốt thép đài
4.3. Chọn loại cọc
Việc lựa chọn loại cọc cần chú ý đến các yếu tố:
- Đặc điểm của công trình;
- Điều kiện cụ thể của đất nền và nước ngầm;
- Những ràng buộc khác của hiện trường xây dựng (mức độ ồn và độ rung động
cho phép, hiện trạng công trình lân cận, hệ thống ngầm nước dưới đất và vệ sinh
môi trường khác …);
- Khả năng thi công của nhà thầu;
- Tiến độ thi công và thời gian cần thiết để hoàn thành;
- Khả năng kinh tế của chủ đầu tư.
Cần nắm vững phạm vi sử dụng của từng loại cọc cũng như khả năng và mức độ
hoàn thiện của thiết bị thi công, trình độ nghề nghiệp của đơn vị thi công, nhất là
phương án cọc khoan đổ bê tông tại chỗ. Nên lập không ít 2 phương án để so
sánh hiệu quả kinh tế kỹ thuật và tính khả thi để lựa chọn.
4.4. Độ sâu chôn đáy đài
Đài được đỡ bởi các cọc do đó đáy đài không cần hạ vào lớp đất
tốt. Không nên chôn đài quá sâu vì sẽ làm tăng khối lượng thi công đất, xử lý
nước ngầm làm tăng giá thành và tăng thời gian thi công phần ngầm. Đối với
móng cọc đài thấp chỉ cần chôn đài đủ sâu nhằm đảm bảo tải trọng ngang bị triệt
tiêu bởi áp lực đất bị động ở mặt bên đài.
Do tổng áp lực đất bị động tỷ lệ với bề rộng đài là trị số còn chưa
biết ở bước thiết kế ban đầu, thường chọn sơ bộ chiều sâu chôn đài hH/15 với
H là chiều cao công trình.
Đối với đài cọc đứng độc lập không liên kết với các đài khác qua hệ giằng
móng, sau khi đã xác định được diện tích đáy đài, chiều sâu chôn đài được kiểm
tra theo điều kiện:
Ep - tổng áp lực đất bị động ở mặt bên đài có trị số tỷ lệ với h
Q - tổng tải trọng ngang tính toán tác dụng tại đỉnh đài
Khi các đài liên kết nhau bằng hệ thống giằng móng, tải trọng
ngang giữa các đài sẽ có sự phân phối lại. Ngoài ra áp lực đất bị động và sức
kháng ma sát mặt bên giằng cũng tham gia triệt tiêu tải trọng ngang. Chiều sâu
chôn đài trong trường hợp này có thể lấy nhỏ hơn trường hợp đài đứng độc lập.
4.5. Chọn chiều dài, tiết diện cọc
- Chiều dài và tiết diện cọc hợp lý khi đảm bảo khả thi khi thi công, mũi cọc hạ
vào lớp đất đủ tốt để giảm độ lún, số lượng cọc trong đài hợp lý (đài 1,2,3 cọc
có độ tin cậy thấp cần hạn chế; đài quá nhiều cọc ảnh hưởng đến thời gian thi
công, diện tích bố trí cọc).
- Mũi cọc không được tựa lên lớp đất chịu lực mà nên ngàm vào tối thiểu 0,5m
cho nền đá; 3d cho nền đất (với d là bề rộng hoặc đường kính cọc).
- Cọc chiếm chỗ nên hạn chế số mối nối ≤ 2.
- Những công trình chịu tải trọng ngang lớn (cầu, tường chắn cao), công trình
cảng thường dùng cọc có tiết diện lớn nhằm tăng độ cứng của hệ móng.
- Chiều dài và tiết diện cọc có ảnh hưởng rất lớn đến sức chịu tải của cọc theo
vật liệu và theo đất nền. Khi đất càng xuống sâu càng tốt và tải trọng cọc chịu
trong quá trình thi công không lớn hơn tải trọng đưa vào thiết kế thì tối ưu là
chọn chiều dài và tiết diện cọc sao cho hai trị số này xấp xỉ nhau. Trường hợp
cọc hạ bằng phương pháp đóng, ép thường chọn sao cho sức chịu tải cọc theo
vật liệu lớn hơn 2 2,5 lần sức chịu tải theo đất nền để đảm bảo cọc chịu
được tải trọng lớn trong quá trình hạ.
4.6. Xác định sức chịu tải của cọc
4.6.1. Xác định sức chịu tải của cọc theo độ bền của vật liệu
4.6.1.1. Cọc bê tông cốt thép chịu nén
Với loại cọc này chúng ta có thể chia làm ba loại chủ yếu là cọc hình lăng trụ
tiết diện đặc chế tạo sẵn, cọc ống và cọc khoan nhồi.
a) Cọc hình lăng trụ tiết diện đặc chế tạo sẵn
Sức chịu tải cho phép của cọc theo vật liệu khi chịu nén:
(4.1)
Pv = (RbAb + Rsc.As)
Ab - diện tích tiết diện ngang của bê tông
Rb - cường độ chịu nén tính toán của bê tông
As - diện tích tiết diện ngang của cốt thép
Rsc - cường độ chịu nén tính toán của cốt thép
- hệ số uốn dọc
- Cọc xuyên qua than bùn, bùn cũng như cọc trong móng cọc đài cao thì sự
uốn dọc được kể đến trong phạm vi chiều dài tự do của cọc (được tính từ đế
đài đến bề mặt lớp đất có khả năng ngăn cản biến dạng uốn của cọc).
- Móng cọc đài thấp, cọc không xuyên qua than bùn, bùn thì = 1.
Bảng 4.2 Hệ số uốn dọc của cọc bê tông cốt thép
16
13,9
0,89
18
15,5
0,85
20
17,3
0,81
22
19,1
0,77
24
20,8
0,73
26
22
0,66
28
24,3
0,64
30
26
0,59
ltt/b
ltt/d
14
12,1
0,93
ltt - chiều dài tính toán cọc
b - bề rộng của tiết diện ngang của cọc
d - đường kính cọc
(4.2)
Pv = (RbAb + Rsc.As + 2,5 Rsx.Asx)
Ab - diện tích tiết diện ngang của lõi bê tông (phần bê tông nằm trong cốt đai)
Rsx - cường độ tính toán của cốt xoắn
Asx - diện tích quy đổi của cốt xoắn, Asx = Dnfx /tx
Dn - đường kính vòng xoắn
fx - diện tích tiết diện của cốt xoắn
tx - khoảng cách giữa các vòng xoắn
Khi ltt/d > 12 không cần kể tới ảnh hưởng của cốt xoắn:
(4.3)
Pv = (RbAb + Rs. As)
c) Cọc khoan nhồi
Đối với cọc khoan nhồi, sức chịu tải cho phép chịu nén của cọc theo độ bền của
vật liệu rõ ràng chịu ảnh hưởng sâu sắc của phương pháp thi công:
Pv = (m1m2 RbAb + Rsc. As)
(4.4)
m1 - hệ số điều kiện làm việc, cọc nhồi bê tông qua ống dịch chuyển thẳng đứng
m1 = 0,85
m2 - hệ số điều kiện làm việc kể tới ảnh hưởng của phương pháp thi công cọc :
m2 = 1 khi thi công không cần ống chống vách, mực nước ngầm thấp hơn mũi
cọc;
m2 = 0,9 với loại đất khi thi công cần dùng ống chống vách và nước ngầm không
xuất hiện;
m2 = 0,7 cần dùng ống chống vách và đổ bê tông trong dung dịch sét;
Theo TCXD 195 : 1997:
- Cường độ tính toán của bê tông cọc nhồi Ru = m1m2Rb không lấy lớn hơn
6000kPa đối với cọc đổ bê tông dưới nước hoặc dung dịch sét, không lớn hơn
7000kPa đối với cọc đổ bê tông trong lỗ khô.
- Cường độ tính toán của cốt thép RS không lấy lớn hơn 220000kPa đối với
thép nhỏ hơn 28mm, không lớn hơn 200000kPa đối với thép lớn hơn
28mm.
4.6.1.2. Cọc bê tông cốt thép chịu kéo (nhổ)
Sức chịu tải trọng kéo (nhổ) đúng tâm của cọc bê tông cốt thép, xác định theo
công thức:
Pk = Rs As
(4.5)
Khi cọc chịu kéo không kể tới sự làm việc của bê tông vì cường độ chịu kéo của
bê tông rất nhỏ, bê tông dễ bị nứt khi chịu kéo.
Ví dụ 4.4
(4.6)
Pđ = mRAp
m - hệ số điều kiện làm việc của cọc, lấy m = 1
Ap - diện tích tiết diện ngang của chân cọc
R - Cường độ tính toán của đá ở chân cọc chống.
- Cọc tỳ lên đá cứng, cuội sỏi, dăm, sạn lẫn cát, sét cứng R = 20000 kPa
- Đối với cọc nhồi, cọc ống có đổ bê tông lòng ống, ngàm vào đá cứng không
nhỏ hơn 0,5m có thể xác định theo công thức:
(4.7)
độ sâu tính toán ngàm cọc vào đá
đường kính ngoài của phần cọc ngàm vào đá
Rn- trị số tiêu chuẩn của cường độ chịu nén tạm thời theo một trục của mẫu đá
khi nén trong
điều kiện bão hòa nước.
kđ - hệ số an toàn đối với đất lấy kđ = 1,4
hn-
dn-
- Đối với cọc ống tỳ lên mặt đá cứng mà mặt đá được phủ một lớp đất không xói
lở có chiều dày không nhỏ hơn 3 đường kính cọc ống thì xác định theo công
thức:
(4.8)
(4.9)
m - hệ số điều kiện làm việc của cọc trong đất. m = 0,8 cho cọc nhồi, cọc ống
đường kính d > 0,8m mũi cọc hạ vào đất sét có độ bão hòa G < 0,85. m = 1 cho
các trường hợp khác.
mR, mfi - hệ số điều kiện làm việc của đất kể tới phương pháp thi công cọc:
Cọc đóng mR, mf tra Bảng 4.5
Cọc nhồi mf tra theo bảng 4.6, còn mR = 1 trong mọi trường hợp, riêng khi mở
rộng chân đế bằng nổ mìn, mR lấy giá trị là 1,3; khi thi công cọc có mở rộng đáy
bằng phương pháp đổ bê tông dưới nước thì lấy mR = 0,9.
li - chiều dày lớp đất thứ i tiếp xúc với cọc
fsi - cường độ tính toán của ma sát thành lớp đất thứ i với bề mặt xung quanh
cọc, tra Bảng 4.4
R- sức chống của đất ở mũi cọc
Cọc đóng và cọc ống không nhồi bê tông R tra Bảng 4.3.
Cọc khoan nhồi, cọc trụ và cọc ống hạ có lấy đất ra khỏi ruột ống sau đó đổ bê
tông xác định R như sau:
- Mũi cọc hạ vào đất hòn lớn có chất độn là cát và đất cát trong trường hợp cọc
nhồi có và không mở rộng đáy, cọc ống hạ có lấy hết nhân đất và cọc trụ - tính
theo công thức (4.10), còn trong trường hợp cọc ống hạ có giữ nhân đất nguyên
dạng ở chiều cao ≥ 0,5m - tính theo công thức (4.11):
(4.10)
(4.11)
R = 0,75 (’IdpA0
R = (’ddpA0
k , , Bo
, A0
I
L - chiều dài cọc, m
dp - đường kính cọc hoặc đáy cọc, m
- Mũi cọc hạ vào đất sét, trong trường hợp cọc nhồi có và không mở rộng đáy,
cọc ống có lấy lõi đất ra (lấy một phần hoặc lấy hết) rồi nhồi bê tông vào ruột
ống và cọc trụ R tra Bảng 4.8
Sức chịu tải trọng nhổ cực hạn của cọc:
(4.12)
m - hệ số điều kiện làm việc, khi cọc hạ vào đất nền < 4m lấy m = 0,6 , trường
hợp còn lại lấy m = 0,8
Sức chịu tải trọng nén, nhổ cho phép của cọc:
;
;
Pđ,n =
Pđ,nh =
k, Bo
k, và (Bảng A6 - TCXD 205 : 1998)
Hình 4.11 Xác định sức chịu tải theo đất nền của cọc khoan nhồi
c) Cọc Vít
Theo tiêu chuẩn 20TCN21-86 thì sức chịu tải cực hạn theo đất nền Pu,đ của cọc
có đường kính cánh D 1,2m và có chiều dài L 10m, chịu lực nén hoặc nhổ
dọc trục được xác định theo công thức (4.13). Tuy nhiên khi đường kính cánh D
> 1,2m và có chiều dài L > 10m thì phải lấy kết quả theo thí nghiệm thử cọc vít
bằng tải trọng tĩnh.
(4.13)
Pu,đ = m.[(A.cI + B.I.h)Ac + u.fs.(L-D)]
m - hệ số điều kiện làm việc tra Bảng 4.10
A,B - không thứ nguyên, tra Bảng 4.11 phụ thuộc vào trị tính toán của góc ma
sát trong tính toán của đất trong vùng làm việc I (vùng làm việc là lớp đất có
chiều dày bằng D tiếp xúc với cánh cọc);
cI - lực dính đơn vị tính toán của đất sét hoặc thông số đường thẳng của đất cát
trong vùng làm việc ;
h - chiều sâu cánh cọc kể từ địa hình tự nhiên, còn khi lúc san nền đất bị gọt đi -
thì kể từ cốt san nền ;
I.h - ứng suất đứng trong nền tại độ sâu mũi cọc
Ac - hình chiếu diện tích cánh cọc, tính theo đường kính ngoài, khi cọc vít chịu
tải trọng nén, còn khi cọt vít chịu tải trọng nhổ - Là hình chiếu diện tích làm việc
của cánh, tức đã trừ đi diện tích thân cọc ;
fs - trị tính toán của cường độ ma sát trung bình của đất theo mặt xung quanh
cọc, tra Bảng 4.4
u - chu vi thân cọc, L chiều dài thân cọc hạ vào đất, D đường kính cánh xoắn
của cọc
Theo TCXD 205:1998, sức chịu tải cho phép của cọc theo thí nghiệm SPT
4.6.2.2. Xác định sức chịu tải từ các thí nghiệm hiện trường (CPT, SPT… )
a) Thí nghiệm xuyên tiêu chuẩn SPT
Thí nghiệm SPT được thực hiện trong lỗ khoan bằng cách đóng ống đường
kính 5,1cm, dài 45cm, bằng búa nặng 64kG với chiều cao rơi tự do 76cm. Khi
thí nghiệm, đếm số búa để đóng cho từng đoạn 15cm ống lún trong đất, 15cm
đầu không tính, chỉ đếm số búa cho 30cm sau cùng kí hiệu là N30 được xem là
số búa tiêu chuẩn N. Thí nghiệm xuyên tiêu chuẩn được áp dụng khá phổ biến ở
các nước phương tây để xác định sức chịu tải của cọc. Quy trình ASSHTO của
Mỹ, JC của Nhật và một số nước khác đều trình bày việc dự tính sức chịu tải của
cọc theo kết quả của thí nghiệm SPT.
có thể xác định theo công thức Nhật Bản:
(kN)
(4.14)
Trường hợp cọc chỉ xuyên qua các loại đất rời, nên xác định sức chịu tải
Ap - diện tích tiết diện ngang mũi cọc (m2)
Np - chỉ số SPT của đất dưới mũi cọc
Nsi - chỉ số SPT trung bình của lớp đất rời i bên thân cọc
Lsi - chiều dài đoạn cọc nằm trong lớp đất rời i (m)
n - số lớp đất rời cọc xuyên qua
cuj - lực dính không thoát nước của lớp đất loại sét j (kPa)
Lcj - chiều dài đoạn cọc nằm trong lớp đất loại sét j (m)
m - số lớp đất loại sét mà cọc xuyên qua
u - chu vi cọc (m)
- hệ số phụ thuộc phương pháp thi công cọc:
= 300 cho cọc đóng, ép
= 150 cho cọc nhồi, barret
cho phép của cọc theo công thức của Meyerhof (1956):
(kN)
(4.15)
Ap - diện tích tiết diện ngang mũi cọc (m2)
Np - chỉ số SPT của đất dưới mũi cọc
Nsi - chỉ số SPT trung bình của lớp đất rời i bên thân cọc
Lsi - chiều dài đoạn cọc nằm trong lớp đất rời i (m)
n - số lớp đất rời cọc xuyên qua
u - chu vi cọc (m)
K1, K2 - hệ số phụ thuộc phương pháp thi công cọc:
Cọc đóng, ép tĩnh: K1 = 400, K2 = 2
Cọc nhồi, barret: K1 = 200, K2 = 1
Ví dụ 4.10
Xác định sức chịu tải theo đất nền từ kết quả thí nghiệm SPT của cọc BTCT tiết diện 30x30
cm được hạ bằng phương pháp ép tĩnh. Cọc xuyên qua 7m đất sét pha có lực dính không thoát
nước trung bình Cu = 40 kPa, 9m đất cát nhỏ có N30 =15, 1m đất cát trung có N30 = 35.
Giải:
Sử dụng công thức Nhật Bản vì cọc xuyên qua cả đất dính và đất rời.
Hình 4.13 Xác định sức chịu tải cọc theo SPT,
Hình 4.14 Xác định sức chịu tải cọc theo SPT, cọc xuyên qua đất rời
- tổng sức kháng ma sát của đất xung quanh thân cọc
hệ số quy đổi sức cản mũi xuyên sang sức cản mũi cọc, tra Bảng 4.11
qp - sức cản mũi xuyên của đất ở chân cọc: qp = k.qc
k -
qsi = qci/i -
qci - sức cản xuyên trung bình của lớp đất i;
i - hệ số quy đổi sức kháng mũi xuyên sang sức kháng ma sát, tra Bảng 4.11.
Sức chịu tải cho phép của cọc theo đất nền, theo 20TCN 174-89:
(4.16)
Hình 4.15 Xác định sức chịu tải của cọc theo thí nghiệm CPT
trong phạm vi độ lún của đất xung quanh lớn hơn độ lún của cọc. Hiện tượng ma
sát âm làm giảm sức chịu tải của cọc theo đất nền đồng thời tăng tải trọng lên cọc
(ma sát âm trở thành tải trọng ngoài).
Cần xem xét khả năng xuất hiện của ma sát âm trong các trường hợp sau:
- Sự cố kết chưa kết thúc của trầm tích hiện đại và trầm tích kiến tạo;
- Sự tăng độ chặt của đất rời dưới tác dụng của động lực;
- Sự lún ướt của đất khi bị ngập nước;
- Tăng ứng suất hữu hiệu trong đất do mực nước ngầm bị hạ thấp;
- Tôn nền quy hoạch có chiều dày lớn hơn 1m;
- Phụ tải trên nền kho lớn hơn 20 kPa;
- Sự giảm thể tích đất do chất hưu cơ có trong đất bị phân huỷ.
20 TCN 21-86 quy định: nếu trong phạm vi chiều dài phần chịu ma sát âm
của cọc có lớp than bùn dày hơn 30 cm và có thể san nền bằng cách đắp thêm
hoặc tải trọng nào khác tương đương với phần đắp, thì sức kháng ma sát bên fs
nằm phía trên của đáy lớp thấp nhất (trong phạm vi chiều dài phần cọc chịu ma
sát âm) của than bùn, lấy như sau:
- Khi chiều cao phần đắp bé hơn 2m, đối với đất đắp và các lớp than bùn, fs = 0,
còn đối với đất khoáng không phải đắp có kết cấu tự nhiên, fs lấy bằng trị số trong
bảng 4.4 với dấu dương;
- Khi chiều cao đắp từ 2 đến 5m, đối với đất, bao gồm cả đất đắp, lấy fs = 0,4 trị
số trong bảng 4.4 với dấu âm, còn đối với than bùn lấy fs = -5kPa (ma sát âm).
- Khi chiều cao đắp hơn 5m, đối với đất, bao gồm cả đất đắp - lấy fs bằng trị số
trong bảng 4.4 với dấu âm, còn đối với than bùn lấy fs = -5kPa (ma sát âm).
- Trong trường hợp khi mà sự cố kết của đất gây ra bởi đắp đất hoặc bởi tải trọng
phụ trên mặt đất vào lúc xây dựng các phần bên trên mặt đất của nhà và công
trình (bao gồm cả đài cọc) đã kết thúc hoặc có thể đất quanh cọc có độ lún nào đó
sau một thời gian đã biết do cố kết dư không vượt quá một nửa độ lún giới hạn
đối với nhà công trình, thì sức kháng ma sát bên của cọc hoặc cọc ống cho phép
lấy trị số dương mà không phụ thuộc vào có hoặc không có các phụ lớp than bùn.
Đối với các phụ lớp than bùn nên lấy fs = -5kPa.
- Nếu biết được hệ số cố kết và môđun biến dạng của than bùn nằm trong phạm vi
chiều dài phần cọc chịu ma sát âm và có thể xác định độ lún của nền do tác dụng
cùng tải trọng phụ trên mặt đất đối với từng lớp đất thì khi xác định sức chịu tải
của cọc hoặc cọc ống cho phép kể đến sức kháng ma sát bên của cọc với dấu âm
(ma sát âm) không phải từ mức đáy lớp dưới của của than bùn mà bắt đầu từ mức
trên cùng của lớp đất mà độ lún thêm của lớp này do tải trọng trên mặt đất gây ra
(xác định kể từ lún bắt đầu truyền tải trọng tính toán lên cọc) chiếm một nửa độ
lún giới hạn đối với nhà và công trình được thiết kế.
Giải pháp để chống ma sát âm: khi cọc xuyên qua lớp đất có tính nén lún
lớn, tránh hoặc giảm tối thiểu việc gia tải trên mặt nền; quét bitum bề mặt cọc
trong phạm vi xảy ra ma sát âm; dùng tường cừ bằng ván thép hay tường bê tông
cốt thép ngăn ảnh hưởng của tải trọng lân cận đối với móng cọc công trình.
4.6.3. Xác định sức chịu tải của cọc theo thí nghiệm thử tải cọc
4.6.3.1. Sức chịu tải cho phép của cọc
Theo 20 TCN 21-86, sức chịu tải cho phép của cọc Pc theo kết quả thử tải trọng
tĩnh, thử tải trọng động xác định theo biểu thức:
(4.17)
m - hệ số điều kiện làm việc, trong trường hợp cọc chịu tải trọng nén m = 1, còn
trong trường hợp tải trọng nhổ khi độ sâu hạ cọc vào đất 4m và hơn, lấy m = 0,8
và khi độ sâu hạ cọc bé hơn 4m, m = 0,6 đối với tất cả loại nhà và công trình trừ
trụ đường dây tải điện lộ thiên
- trị tiêu chuẩn của sức chịu tải cực hạn của cọc
và kđ nên xác định trên cơ sở kết quả xử lý thống kê.
kđ - hệ số an toàn theo đất
Trong trường hợp nếu số cọc được thử ở những điều kiện đất đai như nhau, mà
nhỏ hơn 6 cọc, thì
lấy bằng sức chống giới hạn bé nhất và kđ = 1. Trong trường
hợp nếu số cọc được thử ở những điều kiện đất đai giống nhau, bằng hoặc lớn hơn
6 cọc, thì
4.6.3.2. Phương pháp thử tải động
Phương pháp này dựa trên nguyên lý sự va chạm tự do của hai vật thể đàn
tính, công sinh ra do sự rơi của quả búa được truyền vào cọc là làm cho cọc lún
nhất định vào đất. Mục đích chính là kiểm tra sức chịu tải của cọc và chọn loại
búa đóng cọc thích hợp.
Xác định sức chịu tải cực hạn của cọc theo công thức của Gersevanov:
Khi thử động cọc đóng, nếu độ chối thực tế (đo được) ef 0,002m nên xác định
theo công thức:
(4.18)
Nếu độ chối thực tế (đo được) ef < 0,002m thì trong dự án móng cọc nên xét việc
dùng búa có năng lượng va đập lớn hơn để hạ cọc, ở năng lượng này độ chối ef
0,002m, còn trong trường hợp không thể đổi được thiết bị đóng cọc và khi có máy
đo độ chối thì
nên xác định theo công thức:
(4.19)
cọc (không phụ thuộc vào việc có hay không có mũi cọc), m2 ;
n - hệ số lấy bằng 1500 T/m2 đối với cọc bê tông cốt thép có mũ cọc ;
A - diện tích được giới hạn bằng chu vi ngoài của tiết diện ngang (cọc đặc hoặc
rỗng) của thân
M - hệ số lấy bằng M = 1 khi đóng cọc bằng búa tác dụng va đập còn khi hạ cọc
bằng rung thì lấy theo bảng 4.12 phụ thuộc vào loại đất dưới mũi cọc;
p - năng lượng tính toán của 1 va đập của búa, T.m; lấy theo bảng 4.13 hoặc
năng lượng tính toán của máy hạ bằng rung - lấy theo bảng 4.14;
ef - độ chối thực tế, bằng độ lún của cọc do một va đập của búa, còn khi dùng
máy rung - là độ lún của cọc do công của máy trong thời gian 1 phút, m;
c - độ chối đàn hồi của cọc (chuyển vị đàn hồi của đất và cọc), xác định bằng
máy đo độ chối, m;
Qn - toàn bộ trọng lượng của búa hoặc của máy rung, T ;
Q - trọng lượng phần va đập của búa, T ;
- hệ số hồi phục va đập, khi đóng cọc và cọc ống bê tông cốt thép bằng búa tác
động va đập có dùng mũ đệm gỗ, lấy 2 = 0,2), khi hạ bằng rung, 2 = 0;
q - trọng lượng của cọc và mũi cọc, T;
q1
trọng lượng của cọc đệm (khi hạ cọc bằng rung q1 = 0), T;
hệ số 1/T, xác định theo công thức:
-
-
(4.20)
no, nh - các hệ số chuyển từ sức chống động (gồm sức chống dẻo của đất) sang sức
chống tĩnh của đất, lấy lần lượt bằng: đối với đất dưới mũi cọc no = 0,0025
s.m/T và đối với đất ở mặt hông cọc nh = 0,25s.m/T;
- diện tích mặt hông cọc tiếp xúc với đất, m2;
g - gia tốc lực hút trái đất, lấy g = 9,81 m/s2
h - chiều cao nẩy đầu tiên của phần va đập của búa, đối với búa điêden lấy h =
0,5m còn đối với các loại búa khác h = 0;
H - chiều cao rơi thực tế phần va đập của búa, m.
Chú thích:
1. Các giá trị Qn, Q,, q và q1 dùng trong các công thức tính toán trên không có hệ
số vượt tải.
2. Trong trường hợp có sự chênh lệch hơn 1,4 lần, về sức chịu tải của cọc xác
định theo công thức (4.18), (4.19) với sức chịu tải xác định bằng tính toán dựa
vào các tính chất cơ lý của đất thì cần kiểm tra thêm bằng phương pháp nén tĩnh.
Chọn búa hợp lý rất quan trọng: búa nhỏ thì phải nâng cao,đóng nhiều nhát gây
hỏng đầu cọc, búa lớn thì tốt nhưng không kinh tế và di chuyển cồng kềnh, phức
tạp.
- Chọn búa theo năng lượng xung kích: E ≥ 25 Pc
E - năng lượng xung kích búa
Pc - sức chịu tải cho phép của cọc
- Chọn búa theo công thức kinh nghiệm: K = (Q+q) /E
Với búa song động Madut: K 5
Búa hơi đơn động: K 3
Búa treo: K 2
Ví dụ 4.14
Xác định sức chịu tải của cọc C9-30. Số cọc thử 4 cọc trong điều kiện như nhau khi đã dùng
búa C995. Kết quả cho thấy độ chối của cọc thứ 2 lớn nhất và bằng e = 0,008 m. Cọc C9-30 có
trọng lượng q =2,05T
Diện tích tiết diện ngang của cọc A = 0,3x0,3 = 0,09m2. Trọng lượng đệm gỗ và thớt thép của
máy trên đầu cọc q1= 0,2T.
Cọc bê tông cốt thép có đệm lót bằng gỗ n = 150 T/m2. Búa C995 là búa diesel kiểu ống có:
Trọng lượng quả búa Q = 1,25T,
Trọng lượng toàn phần của búa Qn = 2,6T
Chiều cao rơi tối đa của quả búa H = 3m.
Năng lượng tính toán của va đập búa: p = Q.H = 1,25.3 = 3,75 Tm
Thay vào công thức của Gerxevanov:
Cọc được đóng xuống hoặc nhồi tại nơi làm móng hoặc gần móng và được
gia tải tĩnh. Tải trọng được gia theo từng cấp bằng 1/10 -1/15 tải trọng giới hạn đã
xác định theo tính toán. Ứng với mỗi cấp tải trọng, đo độ lún của cọc (4 lần ghi số
đo trên đồng hồ đo lún, mỗi lần cách nhau 30 phút, sau đó sau 1h lại ghi số đo
một lần cho đến khi cọc lún hoàn toàn ổn định ở cấp đó. Cọc được coi là ổn định
dưới cấp tải trọng nó chỉ lún 0,1mm sau 1h hoặc 2h tùy loại đất dưới mũi cọc
Tải trọng thí nghiệm lớn nhất do đơn vị thiết kế qui định: với thí nghiệm
thăm dò tải trọng thử bằng 250350% tải trọng thiết kế, với thí nghiệm kiểm tra
tải trọng thử bằng 150200% tải trọng thiết kế.
Ưu/nhược: Thí nghiệm này chính xác nhưng tốn kém và tốn nhiều thời gian
Từ kết quả thử tải trọng tĩnh, người ta dựng biểu đồ S = f(P) và đồ thị độ lún S =
f(t)
- Trường hợp đường cong lún S = f(P) biến đổi nhanh (a) thể hiện sự tăng đột
ngột của độ lún (điểm uốn), sức chịu tải cực hạn xác định bằng tải trọng ứng với
điểm thay đổi độ dốc đột ngột.
- Trường hợp S = f(P) biến đổi chậm (b) thì sức chịu tải cực hạn xác định tương
ứng với độ lún Sgh = 0,1D với cọc khoan nhồi (TCXD 269-2002) hoặc =.Sgh
Trong đó:
Sgh- trị số lún giới hạn trung bình cho trong tiêu chuẩn thiết kế nền móng,được
nhiệm vụ thiết kế hoặc lấy theo tiêu chuẩn đối với
qui định theo
nhà và công trình;
- hệ số chuyển từ độ lún lúc thử đến độ lún lâu dài của cọc, thông thường lấy
=0,1. Khi có cơ sở thí nghiệm và quan trắc lún đầy đủ, có thể lấy =0,2.
Nếu =.Sgh ≥40mm thì sức chịu tải cực hạn của cọc Pu nên lấy ở tải trọng ứng
với =40mm
4.6.3.4. Phương pháp thử tĩnh bằng hộp Osterberg
a) Nguyên lý thí nghiệm
Thí nghiệm Osterberg về thực chất là thí nghiệm nén tĩnh cọc. Sự khác biệt
là thí nghiệm sử dụng ngay trọng lượng bản thân cọc và ma sát bên làm đối trọng.
Để tạo tải trọng trong thân cọc bố trí một hộp tải trọng làm việc như một kích
thủy lực (hộp Osterberg) chôn trước trong thân cọc (đối với cọc đổ tại chỗ) hoặc
gắn vào thân cọc trước khi hạ (đối với cọc đúc sẵn). Sau khi bê tông cọc đã đủ
cường độ tiến hành tạo tải trọng bằng cách bơm dầu vào trong kích. Các bước
chất tải được tiến hành như trong thí nghiệm thử tĩnh truyền thống.
Chuyển vị
mũi cọc
Hộp tải trọng
P0 = Pms + Qc ≤
+ Qc hoặc P0 = Pm ≤
: lần lượt là giá trị giới hạn của Pms và Pm
hoặc Pm =
Trong thí nghiệm thử tĩnh truyền thống, nếu bỏ qua biến dạng nén bản thân
Khi bơm dầu tạo lực P0 trong hộp Osterberg, phần hộp di chuyển lên gây ra
lực P0 cân bằng với tổng ma sát thành bên cọc Pms + trọng lượng cọc Qc, phần hộp
di chuyển xuống gây ra lực P0 cân bằng với sức chống của đất nền dưới mũi cọc
Pm. Trong quá trình tăng tải luôn có:
Trong đó :
.
Cọc thí nghiệm đạt đến phá hoại khi Pms =
b) Xây dựng biểu đồ tải trọng- chuyển vị đầu cọc tương đương
Để xác định sức chịu tải cọc từ thí nghiệm Osterberg, cần xây dựng được
biểu đồ tải trọng- chuyển vị đầu cọc tương đương như trong thí nghiệm thử tĩnh
truyền thống.
của cọc thì chuyển vị đầu cọc bằng chuyển vị mũi cọc.
Trong thí nghiệm Osterberg, chuyển vị của phần hộp đi lên chính là chuyển
vị đầu cọc, chuyển vị của phần hộp đi xuống chính là chuyển vị mũi cọc. Gọi P0,ms
và P0,m lần lượt là các lực tác dụng của hộp nén làm đầu cọc và mũi cọc cùng
chuyển vị S thì trong thí nghiệm thử tĩnh truyền thống để gây ra chuyển vị S đó
cần tác dụng lên đầu cọc tải trọng P = P0,ms + P0,m. Việc xây dựng biểu đồ tải
trọng- chuyển vị đầu cọc tương đương được tiến hành theo hai trường hợp.
- Sức kháng ma sát mặt bên cọc đạt giới hạn trước:
Tải trọng (T)
Chia biểu đồ tải trọng ma sát – chuyển vị thành nhiều đoạn nhỏ, đoạn đầu
chia thưa đoạn sau chia mau hơn. Tại mỗi điểm chia xác định chuyển vị của đầu
cọc và tải trọng cần để gây ra chuyển vị đó (P0,ms). Tìm trên biểu đồ tải trọng sức
chống mũi – chuyển vị điểm có cùng chuyển vị và trị số tải trọng cần gây ra
chuyển vị đó (P0,m) → tải trọng tác dụng tại đầu cọc trong thí nghiệm thử tĩnh
truyền thống gây ra cùng chuyển vị P = P0,ms + P0,m. Tiến hành tương tự cho đến
điểm cuối cùng sử dụng biểu đồ tải trọng sức chống mũi – chuyển vị ngoại suy.
Từ biểu đồ tải trọng- chuyển vị đầu cọc tương đương, sức chịu tải của cọc
được xác định như trong thí nghiệm thử tĩnh truyền thống. Nếu độ lún giới hạn
khi thử cọc lấy giống như ở Ví dụ 4.15: = 0,2Sgh = 0,2.8 = 1,6 cm, từ Hình 4.21
xác định được sức chịu tải cực hạn của cọc thí nghiệm Pu ≈ 5000 T.
- Sức chống của đất dưới mũi cọc đạt giới hạn trước:
Tải trọng (T)
Hình 4.22 Các biểu đồ tải trọng-chuyển vị
Chia biểu đồ tải trọng sức chống mũi – chuyển vị thành nhiều đoạn nhỏ,
đoạn đầu chia thưa đoạn sau chia mau hơn. Tại mỗi điểm chia xác định chuyển vị
của mũi cọc và tải trọng cần để gây ra chuyển vị đó (P0,m). Tìm trên biểu đồ tải
trọng ma sát – chuyển vị điểm có cùng chuyển vị và trị số tải trọng cần gây ra
chuyển vị đó (P0,ms) → tải trọng tác dụng tại đầu cọc trong thí nghiệm thử tĩnh
truyền thống gây ra cùng chuyển vị P = P0,ms + P0,m. Tiến hành tương tự cho đến
điểm cuối cùng sử dụng biểu đồ tải trọng ma sát – chuyển vị ngoại suy.
4.7. Xác định sơ bộ số lượng và bố trí cọc trong đài
4.7.1. Yêu cầu bố trí cọc trong đài
Sau khi sơ bộ xác định số lượng cọc thì tiến hành bố trí cọc trong đài.
Trường hợp chỉ có tải trọng thẳng đứng tác dụng thì bố trí cọc thẳng đứng và cách
đều nhau. Trường hợp tải trọng ngang và mô men lớn thì có thể tăng độ cứng
ngang của móng bằng cách bố trí cọc xiên, có thể xiên một hoặc hai chiều hoặc
kết hợp cả cọc đứng và cọc xiên.
Khoảng cách từ tim cọc biên đến mép dài ≥ 0,7d.
Yêu cầu khoảng cách giữa các cọc liền kề:
Về mặt thi công, phải đảm bảo khoảng cách giữa các cọc cần được lựa chọn
sao cho hiện tượng nâng cọc và làm chặt đất giữa các cọc là nhỏ nhất đồng thời
tận dụng tối đa sức chịu tải của cọc, khoảng cách tối thiểu giữa hai trục cọc phải
đảm bảo để có thể hạ cọc xuống độ sâu thiết kế mà không làm hư hỏng cọc khác
và các công trình lân cận.
Về mặt kinh tế, bố trí khoảng cách giữa các cọc càng gần càng có lợi. Tăng
khoảng cách cọc không chỉ làm tăng khối lượng bê tông đài, khối lượng công tác
đất, mà còn làm tăng đáng kể mô men trong đài dẫn đến tăng diện tích cốt thép.
a) Giữa các cọc thẳng đứng
- Cọc ma sát không nhỏ hơn 3d
- Cọc chống không nhỏ hơn 2d
- Cọc có mở rộng đáy không nhỏ hơn 1,5 lần đường kính mở rộng d hoặc d+1
b) Giữa các cọc xiên:
- Tại mặt phẳng đáy đài, không được nhỏ hơn 1,5d
- Tại mặt phẳng mũi cọc không được nhỏ hơn 3d
Nhận xét:
Với cùng một số cọc có thể có nhiều cách bố trí. Tùy thuộc đài chịu tải đúng tâm,
lệch tâm một phương, lệch tâm 2 phương cần tìm ra cách bố trí kinh tế nhất mà
vẫn đảm bảo điều kiện lực truyền lên cọc. Đưa nhiều cọc ra xa trọng tâm tiết diện
các cọc tại đáy đài làm tăng khả năng chịu mô men (ngoại lực) nhưng cũng làm
tăng mô men (nội lực) trong đài . Với số cọc chọn, ban đầu nên bố trí nhiều cọc
"ở gần" ít cọc "ở xa" nhằm giảm nội lực trong đài, nếu điều kiện lực truyền lên
cọc không thỏa mãn mới bố trí lại.
- c 0,7d
- 2m 3d , n2 (3d)2 - m2
- a,b 3d
b: khoảng cách cọc theo phương chịu mômen nhỏ hoặc không chịu mômen
a: khoảng cách cọc theo phương chịu mômen lớn
thường chọn b = 3d , a b (đối mới móng chịu tải lệch tâm 1 phương chỉ
giãn cọc theo phương chịu mômen)
Số lượng cọc sơ bộ có thể được xác định như sau:
4.7.2. Xác định sơ bộ số lượng cọc
Số lượng cọc được kiểm tra theo điều kiện lực truyền lên cọc, đảm bảo tổng
tải trọng lên cọc (kể cả trọng lượng cọc) không vượt quá sức chịu tải cho phép của
cọc. Số lượng cọc là hợp lý khi tận dụng được tối đa khả năng làm việc của cọc
(tổng tải trọng lên cọc xấp xỉ sức chịu tải cọc).
Số lượng cọc có thể xác định bằng thử dần: chọn số cọc bố trí cọc trong
đài kiểm tra lực truyền lên cọc. Phương pháp này phù hợp khi sử dụng phần
mềm tính toán.
Bước 1: Giả thiết lực truyền lên cọc bằng đúng sức chịu tải cọc Pc , cọc trong đài
bố trí đều với khoảng cách 3d (d là bề rộng cọc vuông, chữ nhật hoặc đường kính
cọc tròn). Thay thế phản lực cọc tập trung ở đáy đài bằng áp lực tính toán giả
định:
(4.21)
Bước 2: Quan niệm đài như một móng nông, xác định diện tích đáy đài sơ bộ:
(4.22)
- tổng lực dọc tính toán tác dụng tại đỉnh đài
tb.h- áp lực tiêu chuẩn truyền xuống đáy đài của trọng lượng đài và đất trên đài
n - hệ số độ tin cậy của trọng lượng đài và đất trên đài, n =1,1
Bước 3: Xác định tổng lực dọc sơ bộ tại đáy đài
Bước 4: Xác định số lượng cọc sơ bộ
chọn số cọc chẵn nc
m : hệ số kể đến ảnh hưởng của mô men. m = 1 khi đài chịu tải đúng tâm. Theo
kinh nghiệm, khi độ lệch tâm của tải trọng tại đỉnh đài
có thể chọn
m = 11,4; khi e càng lớn nên chọn m càng lớn.
Bước 5: Bố trí cọc trong đài tính diện tích đáy đài Ad
4.8. Chọn sơ bộ chiều cao đài
Chiều cao đài trong một công
trình có thể chọn khác nhau nhưng cần
đảm bảo đỉnh đài ở cùng một cao trình
để thống nhất với sơ đồ tính toán kết
cấu bên trên.
Để thuận lợi cho tính toán, thi
công thường chọn chiều cao các đài
bằng nhau. Khi đó chiều cao đài được
chọn theo đài cọc chịu tải trọng lớn
nhất, có số cọc nhiều nhất. Bằng
phương pháp vẽ, sau khi đã bố trí cọc
trong đài, có thể chọn sơ bộ chiều cao
đài sao cho tháp chọc thủng xuất phát
từ mép chân cột nghiêng góc 45o đi
qua mép ngoài các cọc biên.
l® = 2(c+ho) + lc
ho =
hđ = h1 + ho
4.9. Kiểm tra lực truyền lên cọc
Tổng tải trọng tại đáy đài:
- lần lượt là mô men tính toán uốn đài quanh trục Y và trục X tại đáy đài
,
,
- lần lượt là mô men tính toán uốn đài quanh trục Y và trục X tại đỉnh
- lần lượt là lực cắt tính toán tác dụng theo phương trục Y và trục X tại
đài
,
đỉnh đài
hđ - chiều cao đài
Tải trọng truyền lên cọc biên:
(4.23)
- lần lượt là lực tác dụng lên cọc chịu nén lớn nhất và cọc chịu nén nhỏ
,
,
nhất
n, m - lần lượt là số cọc trong đài tham gia chịu tải trọng
xi - khoảng cách từ trọng tâm cọc i đến trục quán tính chính Y của tiết diện các
cọc tại đáy đài
yj - khoảng cách từ trọng tâm cọc j đến trục quán tính chính X của tiết diện các
cọc tại đáy đài
xmax , xmin - lần lượt là khoảng cách từ trọng tâm cọc chịu nén lớn nhất và chịu nén
nhỏ nhất đến trục quán tính chính Y
ymax , ymin - lần lượt là khoảng cách từ trọng tâm cọc chịu nén lớn nhất và chịu nén
nhỏ nhất đến trục quán tính chính X
Điều kiện kiểm tra:
(trường hợp
)
- sức chịu tải cho phép chịu nén của cọc
- sức chịu tải cho phép chịu nhổ của cọc
- trọng lượng tính toán của cọc
Khả năng chịu tải của cọc được tận dụng tối đa khi ở điều kiện khó đạt nhất
trong 2 điều kiện ở trên vế trái xấp xỉ bằng vế phải (chênh khoảng 10% đối với
móng cọc).
Trường hợp điều kiện lực truyền lên cọc không thỏa mãn, hoặc thỏa mãn nhưng
chưa tận dụng được khả năng làm việc của cọc thì tùy thuộc chênh lệch ít hay
nhiều có thể bố trí lại cọc trong đài (thay đổi kiểu bố trí, khoảng cách giữa các
cọc); thay đổi số lượng, chiều dài, tiết diện cọc.
4.10. Kiểm tra ổn định của móng cọc
4.10.1. Ổn định chống trượt
- Cần kiểm tra ổn định chống trượt (mặt trượt cắt qua thân các cọc hoặc trượt
tổng thể cả móng cọc và khối đất) khi móng cọc nằm trong phạm vi mái dốc (kể
cả đỉnh dốc và chân dốc). Khi tính toán bằng tay, việc kiểm tra được tiến hành
theo phương pháp mặt trượt trụ tròn.
Hệ số an toàn chống trượt:
(4.24)
Mi, giu - tổng mô men cản lại sự trượt
Mi, truot - tổng mô men gây trượt
Để đảm bảo ổn định thì Kmin > 1,2
Trong thực tế, do khối lượng tính toán lớn thường sử dụng các phần mềm địa kỹ
thuật.
4.10.2. Ổn định của nền dưới mũi cọc
- Nền dưới mũi cọc có thể bị mất ổn định dưới tác dụng của tải trọng từ cọc (hình
a). Điều kiện kiểm tra là tổng lực truyền từ cọc vào nền (kể cả trọng lượng cọc)
phải nhỏ hơn sức chịu tải cho phép của cọc theo đất nền. Tính toán này được tiến
hành khi kiểm tra lực truyền lên cọc.
- Móng cọc ma sát, khi các cọc bố trí thành nhóm (khoảng cách giữa các cọc liền
kề <6d), do hiện tượng cộng ứng suất, ứng suất truyền vào nền tăng lên rất nhiều.
Nền có thể bị mất ổn định do tải trọng của tất cả các cọc (hình b) hay do tải trọng
1 hàng cọc (hình c) khi các cọc bố trí sát nhau theo hàng.
Điều kiện kiểm tra:
(4.25)
- tổng lực dọc tính toán truyền lên các cọc trong khối móng
- trọng lượng tính toán của khối móng gồm trọng lượng các cọc và đất
Pm - sức chịu tải đứng của khối móng, xác định như một cọc có chu vi tiết diện
bằng chu vi khối móng
- Nền móng cọc chống được kiểm tra ổn định như đối với cọc đơn.
4.11. Kiểm tra điều kiện khống chế độ lún của móng cọc
4.11.1. Điều kiện kiểm tra
Với mục đích đảm bảo công trình sử dụng bình thường, điều kiện kiểm tra
lún đối với móng cọc hoàn toàn giống như đối với móng nông (trình bày ở
chương 2). Trước khi tính lún cần tra Bảng 2.7 để biết cần tính theo loại biến
dạng nào và trị số giới hạn cho phép là bao nhiêu.
- Đối với nhà khung: S Sgh và S Sgh
- Đối với nhà tường chịu lực: Stb Stbgh và S Sgh
- Đới với các công trình cao cứng: Stb Stbgh và i igh
4.11.2. Tính độ lún của cọc đơn
và khi Lc/d > 5, G1.Lc/G2.d >1:
Độ lún của cọc đơn, xuyên qua lớp đất có môđun cắt G1(MPa), hệ số poat -
xông1 và chống lên lớp đất được xem như bán không gian biến dạng tuyến tính
đặc trưng bởi môđun cắt G2 và hệ số poat- xông 2 được tính theo công thức sau
đây với điều kiện tổng tải trọng tính toán truyền lên cọc nhỏ hơn sức chịu cho
phép của cọc theo đất nền
-
Đối với cọc đơn không mở rộng đáy:
(4.26)
Lc - chiều dài làm việc của cọc (chiều dài cọc huy động sức kháng ma sát)
' = 0,17.ln(kv.G1.Lc/G2.d) - hệ số ứng với cọc có độ cứng tuyệt đối (EA = )
' = 0,17.ln(kv1.Lc/d) - hệ số đối với nền đất có các đặc trưng G1 và 1
- độ cứng tương đối của cọc
D - bề rộng hoặc đường kính cọc
E - mô đun đàn hồi của vật liệu làm cọc
A - diện tích tiết diện ngang cọc
- thông số, xác định việc tăng độ lún do thân cọc chịu nén
k, k1- các hệ số tính theo công thức
k = 2,82 - 3,78 + 2,812 lần lượt khi = (1 + 2)/2 và khi = 1
- sức chịu tải cho phép của cọc theo đất nền
-
Đối với cọc đơn mở rộng đáy:
(4.27)
db - đường kính phần mở rộng của cọc
Các đặc trưng G1 và 1 được lấy trung bình đối với tất cả các lớp đất trong phạm
vi chiều sâu hạ cọc, còn G2 và 2 – trong phạm vi 10 đường kích cọc hoặc đường
kính phần mở rộng (đối với cọc có mở rộng đáy) kể từ mũi cọc trở xuống với điều
kiện là dưới mũi cọc không có than bùn, đất bùn, đất loại sét ở trạng thái chảy.
Có thể xác định môđun cắt G của đất có môđun biến dạng E, hệ số poat - xông
theo biểu thức:
(4.28)
4.11.3. Tính độ lún của nhóm cọc
a) Quan niệm tính toán
Bỏ qua biến dạng bản thân của cọc, độ lún của móng cọc chỉ là độ lún của
nền dưới chân cọc. Tính lún như móng nông trên nền thiên nhiên với quan niệm
móng cọc và đất như một khối móng qui ước.
Độ lún có thể tính theo phương pháp cộng lún các lớp phân tố hoặc phương
pháp lớp biến dạng tuyến tính với phạm vi sử dụng đã được trình bày ở Chương
2.
b) Xác định ranh giới móng quy ước
- Phía dưới là mặt phẳng AC đi qua mũi cọc được xem là đáy móng;
- Phía trên là mặt đất san nền BD;
- Phía cạnh là các mặt phẳng đứng AB và CD qua mép ngoài cùng của hàng cọc
biên tại khoảng cách Ltb.tg nhưng không lớn hơn 2d (d - đường kính hoặc cạnh
góc vuông) khi dưới mũi cọc có lớp sét bụi có IL > 0,6. Khi có cọc xiên thì các
mặt phẳng đứng nói trên đi qua mũi cọc xiên.
(4.29)
= tb/4
(4.30)
li - chiều dài cọc tiếp xúc với lớp đất có góc ma sát trong i
Ltb - chiều dài huy động sức kháng ma sát của cọc,
Nếu trong phạm vi chiều dài cọc làm việc có lớp đất yếu (bùn, than bùn, đất loại
sét ở trạng thái chảy) dày hơn 30cm thì kích thước đáy móng quy ước giảm đi
bằng cánh lấy Ltb là khoảng cách từ đáy lớp đất yếu đến mũi cọc .
Trọng lượng bản thân của móng quy ước gồm trọng lượng cọc, đài và đất nằm
trong phạm vi móng quy ước.
b)
Hình 4.28 Xác định kích thước móng quy ước
a) Cọc không xuyên qua bùn hoặc than bùn;
b) Cọc xuyên qua bùn hoặc than bùn; c) Có cọc xiên
c) Trình tự tính lún theo phương pháp cộng lún các lớp phân tố
Bước 1:
Xác định trọng lượng tiêu chuẩn của khối móng quy ước
- trọng lượng tiêu chuẩn của đài và đất trên đài
- trọng lượng tiêu chuẩn của đất trong phạm vi từ đáy đài đến mũi cọc
- trọng lượng tiêu chuẩn của các cọc trong đài
Chú ý:
Tính
với thể tích của đất trước khi hạ cọc trong trường hợp cọc chiếm chỗ
(cọc đóng, ép...) vì quá trình hạ cọc không lấy đất đi. Trường hợp cọc chiếm chỗ
cần trừ đi trọng lượng đất bị lấy đi (cọc nhồi, barret).
Bước 2:
Xác định tổng tải trọng tiêu chuẩn tại đáy móng quy ước
- tải trọng tiêu chuẩn tác dụng tại đỉnh đài
,
- lần lượt là mô men tiêu chuẩn uốn đài quanh trục Y và trục X tại đáy
đài
,
- lần lượt là mô men tiêu chuẩn uốn đài quanh trục Y và trục X tại đỉnh
- lần lượt là lực cắt tiêu chuẩn tác dụng theo phương trục Y và trục X tại
đài
,
đỉnh đài
hQ - khoảng cách từ đỉnh đài đến mũi cọc
Bước 3:
Xác định áp lực tiêu chuẩn ở đáy móng
;
;
(trục y // cạnh ngắn, trục x // cạnh dài)
LM, BM - lần lượt là chiều dài và bề rộng của đáy móng quy ước
Bước 4:
Xác định cường độ tính toán của nền RM ở đáy móng quy ước
m1, m2 , Ktc, II, cII xác định theo nền đất ở đáy móng quy ước
- ứng suất bản thân tại đáy móng quy ước
Bước 5:
Kiểm tra điều kiện áp lực tiêu chuẩn ở đáy móng quy ước
.
Chia nền đất dưới đáy móng quy ước thành các lớp phân tố
Lập bảng tính ứng suất gây lún, ứng suất bản thân trong nền và xác
khi E < 5000 kPa.
Chú ý: Không cần kiểm tra điều kiện
Bước 6:
- Chiều dày mỗi lớp hi BM/ 4
- Mỗi lớp chia phải đồng nhất về tính nén (Eo không đổi trong phạm vi một lớp)
Bước 7:
định giới hạn nền
Áp lực gây lún ở đáy móng quy ước:
Ứng suất gây lún ở độ sâu zi kể từ đáy móng quy ước:
Xác định chiều sâu vùng ảnh hưởng H:
H được xác định là khoảng cách từ đáy móng quy ước đến độ sâu thỏa mãn điều
khi mô đun biến dạng của đất tại độ sâu đó E 5000 kPa. Cần kéo
kiện
dài H đến độ sâu thỏa mãn điều kiện
Bước 8:
Tính độ lún của nền:
S =
n - số lớp phân tố trong phạm vi giới hạn nền
Si - độ lún của lớp phân tố thứ i,
Si =
= 0,8 - hệ số không thứ nguyên.
- diện tích biểu đồ
trong phạm vi lớp phân tố i,
=
- ứ ng suất gây lún trung bình trong phạm vi lớp phân tố i được xác định bằng
trung bình cộng ứng suất gây lún tại đáy và đỉnh lớp phân tố.
hi - chiều dày lớp phân tố i.
4.11.4. Tính độ lún móng băng cọc
Độ lún S (m) của móng băng 1 hoặc 2 hàng cọc (khi khoảng cách giữa các cọc
bằng 3d4d) được tính theo công thức:
(4.31)
p - tải trọng phân bố đều trên mép dài (kN/m) có kể đến trọng lượng của móng
trong khối đất và cọc với ranh giới như sau: phía trên là cốt nền; phía cạnh là mặt
phẳng đứng đi qua hàng cọc ngoài cùng; phía dưới là mặt phẳng đi qua mũi cọc;
E, - giá trị môđun biến dạng (kPa) và hệ số poat – xông của đất trong phạm vi
chiều dày của lớp đất chịu nén dưới mũi cọc;
o - lấy theo biểu đồ (Hình 4.22) phụ thuộc vào hệ số poat – xông , bề rộng quy
đổi của móng
(b – bề rộng của móng lấy tới mép ngoài của hàng cọc biên;
h - độ sâu hạ cọc), và độ dày quy đổi của lớp đất chịu nén Hc/h (Hc - độ dày của
lớp đất chịu nén xác định theo điều kiện như tính lún đối với nền thiên nhiên).
Giá trị của hệ số o xác định theo biểu đồ bằng cách sau đây: trên đồ thị vẽ qua
điểm ứng với Hc/h một đường thẳng song song với trục hoành cắt đường cong
tương ứng, từ giao điểm này vẽ đường vuông góc đến gặp đường . Từ giao điểm
này vẽ một đường thẳng song song với trục hoành đến cắt trục tung, đây chính là
giá trị của hệ số o.
Ứng suất trong nền đất dưới mũi cọc, xác định theo lời giải của bài toán
phẳng với giả thiết tải trọng ở mũi cọc là phân bố đều theo chiều rộng và dài của
móng.
4.11.5. Tính độ lún móng bè cọc
Dự tính độ lún của móng bè cọc có kích thước hơn 10x10m có thể thực hiện
theo phương pháp lớp biến dạng tuyến tính như trong tiêu chuẩn thiết kế nền nhà
và công trình. Ở đây việc tính toán nên lấy theo áp lực trung bình lên nền tại mặt
phẳng đáy đài, và tăng chiều dài tính toán của lớp lên một đại lượng bằng độ sâu
hạ cọc với môđun biến dạng của lớp mà cọc xuyên qua lấy bằng vô cùng hoặc
bằng môđun biến dạng của vật liệu cọc.
Độ lún tính toán của móng gồm nhiều cọc mà mũi cọc tựa lên đất có môdun
biến dạng E ≥ 20 Mpa có thể xác định theo công thức:
(4.32)
p - áp lực trung bình lên nền ở đáy đài;
b - chiều rộng hoặc đường kính móng;
E - môđun biến dạng trung bình của lớp chịu nén dưới mặt mũi cọc với chiều
dầy bằng B:
(4.33)
E1, E2, Ei - môđun biến dạng của lớp 1, 2 và lớp i
h1, h2, hi - chiều dày của lớp 1,2 và lớp i
k1, k2, ki - hệ số kể đến độ sâu của lớp lấy theo bảng 4.15 tuỳ theo độ sâu của
lớp đáy
4.12. Kiểm tra chiều cao đài
4.12.1. Điều kiện chọc thủng
a) Chọc thủng của cột đối với đài
Trong đài cọc, tháp chọc thủng có thể nghiêng khác góc 45o. Kiểm tra cọc thủng
của cột đối với đài được tiến hành theo điều kiện:
(4.34)
(4.35)
P - lực chọc thủng, bằng tổng phản lực các cọc nằm ngoài phạm vi đáy tháp chọc
thủng
bc , lc - kích thước tiết diện cột
c1 , c2 - khoảng cách trên mặt bằng từ mép cột đến mép của đáy tháp chọc thủng
Rbt - cường độ tính toán chịu kéo của bê tông
ho - chiều cao hữu ích của đài, ho hđ - a
a - khoảng cách từ trọng tâm cốt thép chịu uốn đến đáy đài
Cần kiểm tra khả năng chọc thủng qua mép trong (so với vị trí cột) của các cọc
đặt gần cột, sau đó kiểm tra khả năng chọc thủng qua mép trong của các cọc ở xa
hơn.
hoặc
để tính, tức là coi tháp chọc
Khi c1>ho hoặc c2>ho thì phải lấy
thủng nghiêng góc 45o 1 hoặc 2=2,12. Khi c1<0,5ho hoặc c2<0,5ho thì lấy
c1=0,5ho hoặc c2=0,5ho để tính 1 hoặc 2=3,35.
b) Chọc thủng cọc ở góc
Điều kiện kiểm tra:
(4.36)
b1 , b2 , c1 , c2 - như Hình vẽ 4.23b
P - lực chọc thủng, bằng tổng phản lực các cọc ở góc nằm trong diện tích b1xb2
Rbt - cường độ tính toán chịu kéo của bê tông
1, 2 - xác định tương tự như kiểm tra cọc thủng của cột đối với đài
4.12.2. Điều kiện cường độ trên tiết diện nghiêng theo lực cắt
Điều kiện kiểm tra:
(4.37)
Q - tổng phản lực của các cọc nằm ngoài tiết
diện nghiêng
b - bề rộng của đài
ho - chiều cao hữu ích của tiết diện đang xét
(trường hợp chiều cao đài không đổi thì bằng
chiều cao hữu ích của đài)
- hệ số không thứ nguyên
(4.38)
nhưng không nhỏ hơn
Khi c>ho thì lấy
0,6
Khi c<0,5ho thì lấy c=0,5ho =1,56
Hình 4.31 Kiểm tra tiết diện nghiêng
(4.39)
M - mô men tại mặt ngàm
ho - chiều cao làm việc của đài
Rs - cường độ tính toán cốt thép
Yêu cầu chọn thép:
- đường kính cốt thép chọn
a - khoảng cách giữa trọng tâm 2 thanh thép liền kề
Diện tích thép tối thiểu theo cấu tạo: 10 a 200mm.
Nếu một trong hai diện tích thép AS1 hoặc As2 nhỏ hơn diện tích thép cấu tạo thì
chứng tỏ chiều cao đài chọn thừa nhiều, cần giảm hđ. Ngược lại khi đường kính
cốt thép chọn > 30 trong khi khoảng cách bố trí cốt thép 100 mm thì nên tăng
hd để giảm đường kính cốt thép.
Theo TCXD 305-2004 (Bê tông khối lớn - Quy phạm thi công và nghiệm thu),
trong điều kiện khí hậu nóng ẩm Việt Nam kết cấu có cạnh nhỏ nhất (a) và chiều
cao (h) lớn hơn 2m có thể được xem là khối lớn. Khi kết cấu có kích thước vượt
quá giới hạn trên thì cần bố trí cốt thép phòng ngừa nứt bê tông ngay từ khi thiết
kế, cụ thể là:
- Khi a và h đến 1m: không cần cấu tạo cốt thép chống nứt bê tông
- Khi a và h đến 2m: nên có cấu tạo cốt thép chống nứt bê tông. Trường hợp này
ngoài cốt thép chịu uốn đặt dưới còn cấu tạo lồng cốt thép 2 phương ở mặt trên
(12 a 100200mm)và mặt bên đài (12 a 200400mm).
- Khi a và h trên 2m: cần có thiết kế chống nứt và biện pháp phòng ngừa vết nứt
trong thi công.
Ví dụ 4.18
Thiết kế móng cọc đơn, phương án cọc ép, đỡ cột biên tầng hầm nhà khung bê tông cốt thép
như hình dưới. Tiết diện cột 0,4x0,5m. Đỉnh đài trùng mặt trên sàn tầng hầm. Tải trọng tính
;
toán tại đỉnh đài (đã bao gồm cả trọng lượng sàn tầng hầm, áp lực đất lên tường):
s=
(4.40a)
trong đó: q- trọng lượng của bộ phận công trình và tải trọng tác dụng lên nó; g-
gia tốc trọng trường; a- gia tốc động đất, lấy theo các số liệu của trạm đo địa chấn,
tra bảng 7.6 ( tcvn.375-2006 );
- hệ số phụ thuộc vào các tính chất động lực học
của công trình và được xác định theo quy trình thiết kế =1-2.
kc=a/g – hệ số động đất, xem bảng 4.16a
Giá trị R cũng phải nhân với hệ số điều kiện làm việc mc3 =1 khi Le≥3 và mc3=0,9
khi Le<3. Ma sát bên cọc, fs trong khoảng giữa mặt đất đến độ sâu hu lấy bằng 0.
(4.40)
Le - chiều dài tính đổi của cọc,m
(4.41)
L - chiều sâu hạ cọc thực tế (mũi cọc) trong đất tính từ mặt đất với cọc đài cao và
từ đáy đài với cọc đài thấp, m
bd - hệ số biến dạng, 1/m, xác định theo công thức:
(4.42)
Eb - mô đun đàn hồi ban đầu của bê tông cọc khi nén và kéo, kPa, lấy theo tiêu
chuẩn thiết kế kết cấu bê tông cốt thép;
I - mô men quán tính tiết diện ngang của cọc, m4
bc - chiều rộng qui ước của cọc, m, được lấy như sau:
+ Khi d ≥ 0,8m thì bc = d + 1m
+ Khi d<0,8m thì bc = 1,5d + 0,5m
, tra Bảng 4.17
K - hệ số tỷ lệ, kN/m4
Đối với móng trong vùng động đất cho phép dùng tất cả các loại cọc, trừ
Pu - sức chịu tải cực hạn của cọc, xác định theo kết quả thử cọc bằng tải trọng
tĩnh, thử cọc bằng tải trọng động (không tính đến tác động động đất)
kc - hệ số, bằng tỉ số giữa sức chịu tải cực hạn của cọc có xét đến tác động động
đất bằng việc kể đến các hệ số mcl, mc2, mc3 …như chỉ dẫn ở trên với giá trị Pu
tính theo quả thử cọc hiện trường (không tính đến tác động động đất)
-
cọc không có cốt thép ngang.
Khi thiết kế móng cọc trong vùng có động đất phải đưa mũi cọc tựa lên loại đất
đá, đất hòn lớn, cát chặt và chặt trung bình, đất sét có chỉ số sệt IL 0,5.
Không cho phép tựa mũi cọc lên cát dời bão hòa nước đất sét bụi có chỉ số sệt IL >
0,5.
-
Độ cắm sâu cọc vào trong đất ở vùng động đất phải lớn hơn 4m, và khi mũi
cọc nằm trong nền đất cát bão hoà nước chặt vừa thì không nhỏ hơn 8m trừ
trường hợp mũi cọc tựa trên đá, cho phép giảm độ chôn sâu của cọc khi có những
kết quả chính xác của thí nghiệm cọc tại hiện trường bằng tác động bởi động đất
mô phỏng.
-
Đài cọc dưới tường chịu lực của một khối nhà hoặc công trình cần phải liền
khối và bố trí trên cùng một cao độ. Trong trường hợp liên kết ngàm, chiều dài
ngàm cọc vào đài được xác định bằng tính toán có kể đến tải trọng động đất.
Không cho phép xây dựng móng cọc không có đài cho nhà và công trình
-
Khi có đủ cơ sở kinh tế – kỹ thuật, cho phép dùng móng cọc có đệm trung
gian bằng vật liệu rời (đá răm, sỏi sạn, cát hạt thô lớn và cát trung )/ Giải pháp
này không được sử dụng trong nền đất trương nở, đất than bùn, đất lún ướt, ở
những vùng có hiện tượng trượt và hang ngầm (carst và vùng khai thác mỏ.)
Không nên tính toán cọc chịu tải trọng ngang trong móng có đệm trung gian. Sức
chịu tải trọng nén có kể đến tác động động đất nên xác định theo tất cả mặt bên
của cọc, tức là hu = 0, còn hệ số điều kiện làm việc của mũi cọc dưới tác dụng
động đất mcl lấy bằng 1,2.
CHƯƠNG 5
ÁP LỰC NGANG CỦA ĐẤT VÀ TƯỜNG CHẮN
5.1. Các loại áp lực ngang
Cũng như áp lực đứng, áp lực ngang tác dụng lên công trình được chia ra nhiều
loại:
- Áp lực ngang tác động thường xuyên: áp lực đất, áp lực nước ngầm ổn định, áp
lực từ công trình lân cận;
- Áp lực ngang tác động tạm thời (ngắn hạn, dài hạn): áp lực từ các phương tiện
giao thông, áp lực từ các thiết bị đặt bên trên công trình trong vùng khối trượt
- Áp lực ngang đặc biệt: áp lực động đất, áp lực trương nở đất, áp lực từ các đoàn
người trên mặt đất tác dụng trong vùng khối trượt, áp lực do thay đổi nhiệt độ, các
tác động và đập theo phương ngang.
Áp lực ngang lên công trình được chia thành áp lực chủ động, áp lực bị động và
áp lực tĩnh.
Áp lực chủ động là áp lực gây mất ổn định công trình, còn áp lực bị động có tác
dụng giữ ổn định công trình, chống lại áp lực chủ động. Áp lực tĩnh có giá trị
trung gian giữa áp lực chủ động và áp lực bị động.
5.2. Áp lực ngang tác động thường xuyên
5.2.1. Áp lực ngang của đất
- Áp lực ngang của đất lên tường công trình
Áp lực ngang của đất lên tường công trình được xác định có tính đến sự phân
bố dạng tam giác theo chiều cao, còn hệ số áp lực ngang được biểu thị qua góc ma
sát trong hoặc hệ số Pausson.
Tường công trình được tính toán chịu áp lực ngang của đất có xét đến tải
trọng trên bề mặt nằm trong khu vực khối trượt. Áp lực từ trọng lượng đất xung
quanh thường được gọi là áp lực cơ bản, còn áp lực từ tải trọng bề mặt - áp lực bổ
sung.
Áp lực đất phụ thuộc vào độ cứng, khả năng chuyển vị và xoay tường. Khi
kết cấu tường chuyển vị và xoay sẽ tạo ra áp lực chủ động của đất tác dụng lên
mặt sau tường. Còn mặt trước tường phía dưới đáy hố đào sẽ có áp lực bị động
của đất .
Trong điều kiện thoát nước, thành phần nằm ngang của áp lực chủ động và bị
động khi góc nghiêng của tường (dương) không lớn (tg1/3) được tính theo
công thức:
(5.1)
(5.2)
ah =(z +q).ah – C.ctg (1-ah)
ph =(z +q).ph – C.ctg (1-ph)
- giá trị tính toán trọng lượng riêng của đất,
z – khoảng cách kể từ mặt đất,
q- tải trọng phân bố đều liên tục trên mặt đất,
và C - giá trị tính toán góc ma sát trong và lực dính của đất,
ah, ph - các hệ số áp lực ngang chủ động và bị động của đất, xác định theo công
thức:
ah =
(5.3)
ph =
(5.4)
(5.5)
(5.6)
- góc nghiêng mặt sau tường so với đường thẳng đứng, lấy dấu dương khi độ
nghiêng so với mặt thẳng đứng về phía tường;
- góc nghiêng mặt đất so với đường nằm ngang, lấy dấu dương khi độ nghiêng
mặt đất so với mặt nằm ngang hướng lên trên;
- góc ma sát của đất tại mặt tiếp xúc với tường lấy tương ứng bằng 2/3 và 1/2
khi không sử dụng hoặc sử dụng huyền phù sét (để đảm bảo độ chính xác so với
lời giải chính xác khi các định áp lực bị động nên lấy (1/3)
). Khi trong giới
hạn chiều cao tường tồn tại đất sét mềm và dẻo chảy hoặc khi trên bể mặt có tải
trọng rung, góc lấy bằng 0.
Khi = 0, = 0
ah =
ah =
Biểu đồ áp lực chủ động được trình bày trên hình 5.1.
Trong điều kiện không thoát nước trong đất bão hoà, có thể góc ma sát
, cường độ áp lực chủ động và bị động có dạng:
Cường độ áp lực chủ động:
(5.7)
(5.8)
ah =(z +q) – 2CU
Cường độ áp lực bị động:
ph =(z +q) + 2CU
Áp lực chủ động của đất dính không tác dụng trên toàn bộ chiều cao tường
mà chỉ bắt đầu từ độ sâu cách mặt đất:
hc=
(5.9)
a) b)
và
Thành phần ngang cân bằng của áp lực chủ động và bị động được xác định
. Giá trị toàn bộ áp
và được
(5.10)
(5.11)
như diện tích biểu đồ tương ứng của cường độ áp lực
lực chủ động và bị động lệch đối với pháp tuyến tường chắn một góc
xác định theo công thức
Ea=Eah/cos(
Ep=Eph/cos(
Tường có gối đỡ hoặc neo của công trình có độ cứng lớn được tính chịu áp
lực ngang của đất trong trạng thái tĩnh (hình 5.1). Cường độ áp lực ngang cơ bản
của đất kg lên tường tại độ sâu z xác định theo công thức sau:
Cao hơn lớp bền nước:
kg = k0. zg = k0
(5.12)
Trong lớp bền nước:
kg = k0
(5.13)
zg - cường độ áp lực tự nhiên của đất tại độ sâu z so với mặt đất có xét đến tác
dụng đẩy nổi của nước ngầm; k0 - hệ số áp lực hông của đất trong trạng thái tĩnh
lấy bằng: đối với đất hạt lớn k0 =0,3; đối với đất cát hoặc cát pha k0= 0,4; đối với
sét pha k0=0,5; đối với sét k0=0,7;
dBC - độ sâu lớp bền nước so với mặt đất;
dW - độ sâu mực nước ngầm;
W - trọng lượng riêng của nước, bằng 0,98KN/m3;
i và ki - trọng lượng riêng và chiều dày lớp đất nằm cao hơn tiết diện xem xét tại
chiều sâu z.
Tác dụng đẩy nổi của nước ngầm được tính cho tất cả các loại đất có hệ số
thầm kt>1.10 -8m/s và đất dính có chỉ số dẻo IP < 6,20.
Cường độ áp lực ngang tác dụng lên tường từ phía hố đào (thấp hơn hố đào)
được tính theo công thức (5.12) và (5.13) trừ đi giá trị z từ đáy hố đào (hình 5.1b).
- Áp lực ngang của đất lên tường công trình dạng tròn (giếng đứng, giếng hạ
chìm) cũng được xác định như đối với tường đứng của công trình - tải trọng thay
đổi dọc chiều sâu theo định luật thuỷ tĩnh.
Giếng chìm dạng tròn hạ trong lớp áo xúc biến được tính toán theo tải trọng
hướng tâm của đất và huyền phù xúc biến thay đổi theo định luật:
q =
(5.14)
trong đó : q - áp lực hướng tâm lên vòng vỏ tại điểm cắt có toạ độ ; q1 - áp
lực hướng tâm nhỏ nhất tại điểm 1; q2 - áp lực hướng tâm tại điểm 2 (hình. 3.1,
m).
Tỷ lệ
đối với huyền phù xúc biến lấy bằng 1,1, còn đối với đất trong giới
hạn phần đào của giếng -1,25.
Ngoài ra, trong tính toán giếng chìm cần xét đến áp lực bên bổ sung của đất
do mặt nghiêng của lớp đất nằm trong giới hạn khối trượt, do giếng bị nghiêng…
- Áp lực ngang khi các lớp đất nằm nghiêng tác dụng lên tường công trình
dạng tròn.
Áp lực ngang từ trọng lượng bản thân đất được tăng lên với giá trị bổ sung tính
theo công thức:
(5.15)
kg = 2 kg.tg
kg - áp lực cơ bản của đất,
- góc nghiêng của các lớp đất, rađian, trong đó <0,5.
Áp lực bổ sung đó chất tải không đều lên công trình hình tròn trên mặt bằng.
Đối với chúng, tải trọng thay đổi trong mặt bằng được chọn: kg sin , trong đó
- góc toạ độ cực giữa bán kính véc tơ pháp tuyến với tường và hướng bóng nằm
ngang của mặt phẳng nghiêng (hình 5.2).
- Áp lực ngang của đất tác dụng lên bản đáy công trình ngầm.
Dưới tác dụng của áp lực đất bên ngoài công trình cũng như trọng lượng bản
thần tường ngoài công trình đất bên ngoài có thể bị đẩy trồi vào phía trong công
trình.
Khi có tải trọng tác dụng ở mức đáy móng q1 (hình 5.3) sẽ xuất hiện áp lực
ngang (chủ động) ch có giá trị :
(5.16)
ah= (q1 +y)ah
Dưới tác dụng của lực qC sẽ tạo nên lăng thể trượt ABC. Phía bên mặt phẳng
AB xuất hiện áp lực bị động bh
(5.17)
ph= y.ph
Tại độ sâu y0 giá trị áp lực bị động bằng áp lực chủ động, từ đó xác định
được y0:
y0=
(5.18)
(5.19)
(5.20)
(5.21)
(5.22)
(5.23)
Lực đẩy của lăng thể trượt là
R= E ah- Eph
EC-tổng hợp lực chủ động:
Eah= y0(q1+y0/2)ah);
Eph -tổng hợp lực bị động:
Eph= (y2
Lực R được phân thành 2 thành phần:
+ Thành phần T song song với mặt trượt BC:
T= Rcos(450-/2)
+ Thành phần S vuông góc với mặt trượt BC:
S= Rsin(450-/2)
Quá trình đẩy lăng trụ ABC trồi lên sẽ bị lực ma sát Stg cản lại. Như vậy
lực đẩy trồi tác dụng lên bản đáy công trình sẽ có giá trị:
T0= T- Stg =
(5.24)
(5.25)
Lực T0 gây nên áp lực thẳng đứng N0 tác dụng lên bản đáy công trình:
N0 =T0 sin (450-/2)
Quy ra áp lực phân bố q2:
q2= N0/b' =
(5.26)
Trên hình 5.4 trình bày sơ đồ phân bố áp lực thẳng đứng lên bản đáy công
trình tuỳ theo giá trị y0.
5.2.2. Áp lực ngang của nước ngầm ổn định
Áp lực ngang của nước ngầm ổn định tác dụng lên phía sau tường chắn (hình
(5.27)
5.1), xác định theo công thức sau:
Cao hơn đáy hố đào:
PW = W (Z- dW)
Thấp hơn đáy hố đào:
PW = W (HK - dW).
(5.28)
HK - độ sâu hố đào;
- hệ số xét đến vị trí đáy hố đào so với mực nước ngầm và so với cao độ lớp bền
nước, lấy: khi dW< HK dBC = 1, khi HK > dBC = 0.
Cao độ tính toán mực nước ngầm chỉ là dự đoán, xuất phát từ các điều kiện
địa chất công trình tình hình địa chất thuỷ văn, phương pháp thi công lựa chọn,
tiến độ xây dựng, các biện pháp hạ mực nước ngầm và thoát nước.
Khi xác định áp lực ngang của đất và áp lực nước ngầm, trong gian đoạn thi
công cần tính mực nước ngầm thấp nhất, còn khi khai thác công trình- mực nước
ngầm cao nhất.
Nếu kết cấu tường chắn hoặc tường công trình ngầm có lớp cách nước bên
ngoài, thì áp lực nước tác dụng lên mặt ngoài tường chắn. Nếu kết cấu tường chắn
nhiều lớp có lớp cách nước nằm giữa thì nước ngầm tác dụng lên lớp cách nước
và đặt phía trong tường chắn. Khi đổ đầy nước lên bể ngầm nó sẽ tạo áp lực lên
lớp cách nước từ phía trong công trình.
5.2.3. Áp lực ngang từ công trình hiện có
Khi công trình ngầm nằm gần các công trình đang tồn tại, cần tính đến áp lực
từ móng nhà nếu các nhà nằm trong giới hạn khối trượt. Áp lực từ móng được
truyền dưới góc 30-45o so với đường thẳng đứng phụ thuộc vào trường hợp kém
thuận lợi nhất (hình 5.5).
Giá trị áp lực đứng của đất lên kết cấu công trình ngầm được xác định theo
công thức:
(5.29)
(5.30)
p = Q/a
còn áp lực ngang - theo công thức:
q = Q/a ah
Q - áp lực đứng lên đế móng;
a - chiều rộng của diện tích chất tải lên móng có tính đến sự phân bố áp lực theo
chiều sâu.
5.3. Áp lực ngang tác động tạm thời
- Áp lực ngang từ tải trọng tập trung và phân bố theo dải trên mặt đất
Tải trọng trên mặt đất trong dạng lực tập trung hoặc phân bố theo dải xác
định theo nguyên tắc sau:
+ Khi không tồn tại tải trọng cụ thể trên lăng thể trượt, tường được tính toán
có xét đến sự tồn tại tải trọng tiêu chuẩn tạm thời phân bố đều trên bề mặt, bằng
q=10KPa (vật liệu xây dựng chất đống theo khối không lớn). Tải trọng này tạo
nên áp lực ngang chủ động, xác định theo công thức:
(5.31)
Pqh = q.
+ Khi tải trọng liên tục q nằm trên khoảng cách a cách tường (Hình 5.2), áp
lực Pqk đặt lên tường trên đoạn z a/tg.
+ Khi tải trọng q tác động theo dải rộng b đặt dọc công trình trên khoảng a
cách tường, áp lực Pqk đặt trên đoạn tường a/tg z (a+b)tg.
Góc nghiêng mặt phẳng trượt của lăng thể trượt đối với mặt phẳng đứng lấy
bằng:
(5.32)
b,
a
,
= 450 - /2
+ Áp lực ngang bổ sung từ tải trọng tập trung và tải phân bố theo dải nằm
trên mặt đất trong trạng thái tĩnh được xác định bằng tính toán theo lý thuyết đàn
hồi
Từ tải tập trung:
Pko =
(5.33)
Từ tải phân bố theo dải P, tác dụng theo tường thẳng song song:
;
Pko =
(5.34)
(5.35)
Từ tải trọng thẳng đứng q, phân bố đều trên diện tích chữ nhật:
Pko =2.k0pz
Trong đó: x, y, z - khoảng cách theo trục toạ độ từ điểm đặt tải hoặc đường
tác động đến điểm xác định áp lực Pko ;R2 =x2 + y2 +z2; - hệ số nở ngang; k0 - hệ
số áp lực hông; Pz - giá trị áp lực thẳng đứng tại điểm đang xét, xác định theo
phương pháp điểm góc đã biết.
(5.36)
(5.37)
Tính toán áp lực lên tường gối tựa mềm hoặc neo theo công thức (5.12,
5.13)-(5.33-5.35) nhận được áp lực ngang quá cao vì những tường như vậy tồn tại
chuyển vị ngang và nhờ vậy áp lực ngang thực tế giảm. Tính toán theo công thức
đó (5.1) thì ngược lại, nhận được giá trị áp lực ngang hơi thấp. Vì vậy lực ngang
được coi là trung gian giữa giá trị lực chủ động và lực trong trạng thái tĩnh, được
xác định theo công thức:
Đối với tường neo:
Eh = 0 75 Ech + 0 25Eh0
Đối với tường tựa ở một số mức sàn:
Eh = 0 25 Ech + 0 75Eh0
trong đó: Ech - thành phần hợp lực ngang của áp lực chủ động; Eh0 - thành
phần hợp lực ngang của của áp lực đất trong trạng thái tĩnh; Eh - gía trị tính toán
tổng hợp lực của áp lực ngang.
Giá trị thành phần ngang của lực neo Qch lấy bằng phản lực tại vị trí gia
cường neo với tường nhận được từ kết quả tính toán tĩnh học đối với tường.
- Áp lực ngang từ các phương tiện giao thông lên công trình
Áp lực ngang từ tải trọng di động tạm thời được tính toán như khi xác định
áp lực ngang của đất lên tường chắn hoặc tường công trình ngầm. Áp lực ngang
chủ động từ các phương tiện giao thông và máy móc xây dựng được xác định theo
công thức (5.2), thay q = pV.
Khi tính toán tường chắn hoặc tường công trình ngầm, tải trọng di động từ
các phương tiện giao thông và máy móc xây dựng được bố trí vào vị trí bất lợi
nhất trong giới hạn dải BnP (hình 5.7), chiều rộng của nó được xác định theo công
thức
(5.38)
BnP = (H0-h0)tg(45-
/2) - h0tg
trong đó: H0- độ sâu chôn móng tường chắn hoặc tường công trình ngầm kể
từ mặt đất; h0- khoảng cách từ mặt đất đến đỉnh mái.
Xác định tải trọng di động trên đoạn có chiều rộng BnP bằng cách tính diện
tích chất tải, kích thước của nó khi vị trí tải trọng di động dọc trục tường chắn là b
x c, ở đây b - chiều rộng mặt tiếp xúc của bánh có xét đến sự phân bố của áp lực
trong áo đường dưới góc 45o, c - giá trị bằng chiều cao tường nhưng không lớn
hơn 4m đối với tải trọng H-30, và 3,6m đối với HK-80. Giá trị c cũng không được
lớn hơn chiều dài đoạn tường tính toán.
Nếu tải trọng chuyển động vuông góc với trục tường công trình ngầm, kích
thước diện chất tải là a + d, ở đây a - chiều dài phần tiếp xúc mặt nghiêng của
bánh ôtô H-30 hoặc chiều rộng của toàn bộ khối trượt đối vớimáy kéo HK-80
nhưng không lớn hơn 3,6m; d - khoảng cách giữa các cạnh nghiêng phía ngoài
của các bánh xe lân cận ôtô H-30 hoặc mép bánh xe HK-80.
Chất tải trọng tạm thời lên khối trượt, có thể xác định được giá trị áp lực
ngang do tải trọng đó gây nên dọc trục tường công trình.
bp =
tg2 (45o -/2)
(5.39)
Khi vị trí tải trọng tạm thời vuông góc với trục công trình giá trị áp lực ngang
là:
BP =
tg2 (45o -/2).
(5.40)
P - tải trọng tập trung tạm thời;
- hệ số phân bố áp lực dọc tường đường hầm, giá trị của nó có thể tham khảo
trong CH200-62, TCVN-TCN-2007 (tiêu chuẩn thiết kế đường ô tô).
Chiều dài đoạn chất tải của tường xác định theo công thức (Hình 5.5):
(5.41)
trong đó: A - giá trị bằng chiều dài hoặc chiều rộng mặt tiếp xúc nghiêng của
ôtô có xét đến phân bố áp lực trong áo đường dưới góc 45o.
Tác động động học từ các phương tiện giao thông di chuyển được tính bằng
cách nhân tải trọng với hệ số động học 1+ . Giá trị này phụ thuộc vào chiều dài
đoạn chất tải tạm thời
:
- Khi chiều sâu đỉnh mái công trình ngầm nhỏ hơn 0,5m, tải trọng tạm thời
từ H-30 , giá trị đó là 1,3 nếu lCT 5 và bằng 1 nếu lCT> 45m. Trong khoảng 5m <
lCT < 45m giá trị (1 + ) xác định bằng nội suy.
- Khi độ chôn sâu đỉnh mái công trình ngầm kể từ đế ray nhỏ hơn 0,5m, tải
trọng từ các toa tàu đường sắt và tàu điện ngầm được nhân với hệ số:
1+ = 1 +
(5.42)
- chiều dài chất tải trọng tạm thời, m.
- Khi độ chôn sâu đỉnh mái 1m , hệ số 1+ lấy bằng 1,0. Khi độ sâu chôn
mái trung gian, giá trị 1+ lấy theo tỷ lệ.
Hệ số động học để xác định tải trọng từ các phương tiện giao thông bánh hơi
và bánh xích và các máy móc thi công lấy bằng 1,0.
Cần lưu ý rằng: khi xác định áp lực ngang tính toán do tải trọng đứng tạm
thời di động gây nên theo công thức:
qi = hTĐ.ah - giá trị góc nội ma sát được tăng lên 5o khi k > 1 và giảm đi 5o
khi k < 1. (k - hệ số vượt tải)
5.4. Áp lực ngang khi có động đất
Tính toán công trình nằm trong vùng hoạt động mạnh của động đất được tiến
hành với lực động đất cấp VII và lớn hơn. Mức độ động đất của các vùng được
xác định theo bản đồ phân vùng động đất.
Áp lực lên tường chắn khi xét đến tải trọng động đất như sau:
Tổng lực thiết kế tác dụng lên tường chắn tại lưng tường Edd tính theo công
thức:
(5.43)
Edd = (1/2) * (1±kV).H2+EWS +EWd
H- chiều cao tường; E WS;
EWd –tương ứng lực nước tĩnh, động;
- hệ số áp lực đất (tĩnh và động);
kV- hệ số động đất theo phương đứng; * = - w
Hệ số áp lực đất có thể được tính theo các công thức Mononobe và Okabe.
- Đối với các trạng thái chủ động.
+ Nếu ’-
ah=
(5.44)
+ Nếu >’-
ah =
(5.45)
- Đối với các trạng thái bị động (không xét ma sát giữa đất và tường- =0)
ph =
(5.46)
- giá trị thiết kế của góc kháng cắt của đất:
=
(5.47)
và - xem hình 5.8;
- giá trị thiết kế của góc ma sát giữa đất và tường, nghĩa là:
=
(5.48)
Biểu thức của các trạng thái bị động cần ưu tiên sử dụng cho bề mặt tường
thẳng đứng (=00);
-hệ số riêng của tg ;
- góc kháng cắt theo ứng suất hữu hiệu của đất;
- góc ma sát giữa bề mặt kết cấu và tường.
Lực do áp lực đất tác dụng lên các kết cấu cứng.
Đối với các kết cấu cứng và được ngàm cứng, trạng thái chủ động không thể
phát triển trong đất, và đối với một tường thẳng đứng và đất đắp sau lưng tường
nằm ngang thì lực động do gia số áp lực đất có thể lấy bằng:
(5.49)
Pd =.S..H2
H- chiều cao tường;
- tỷ số của gia tốc nền thiết kế ag (tra bảng 5.2) với gia tốc trọng trường g;
S -hệ số nền tra bảng 5.4 phụ thuộc vào loại nền đất (bảng 5.3);
- trọng lượng đơn vị bão hoà của đất; w-trọng lượng đơn vị của nước.
(5.50)
(5.51)
Áp lực quán tính động đất Phđ xác định theo công thức sau:
Lên tường công trình hình tròn trên mặt bằng:
Phđ = kg (1+2KCtg).sin '
Lên tường công trình hình chữ nhật trên mặt bằng:
Phđ = kg (1+2KCtg)
kg - áp lực ngang cơ bản của đất;
KC - hệ số động đất lấy bằng 0,025; 0,05; 0,1 tương ứng với động đất cấp 7, 8, 9
độ rích te;
- góc ma sát trong của đất;
' - góc toạ độ cực giữa pháp tuyến đối với hướng tải trọng tác động và bán kính
véctơ đi qua điểm xác định áp lực Phđ.
Tải trọng động đất đặt theo hướng (trong mặt bằng) xuất hiện điều kiện làm
việc xấu nhất đối với tường. Đối với tường hình tròn trên mặt bằng đặt đồng thời
áp lực đối xứng theo hướng ngược chiều của công trình.
Với các kết cấu cứng như tường tầng hầm hoặc tường trọng lực nằm trên nền
đá hoặc trên cọc sẽ phát sinh áp lực lớn hơn áp lực chủ động và sẽ là hợp lý hơn
nếu giả thiết đất ở trạng thái nghỉ. Điều này cũng được giả thiết cho tường chắn
có neo và không cho phép dịch chuyển.
Lực thiết kế này được coi là hợp lực của áp lực tĩnh và động của đất.
Khi không có nghiên cứu về độ cứng tương đối, dạng dịch chuyển và khối
lượng tương đối của tường chắn, thì điểm đặt lực do áp lực động của đất nằm ở
giữa chiều cao của tường.
Với các tường xoay tự do xung quanh chân tường thì lực động có thể xem
như đặt tại cùng điểm với lực tác dụng tĩnh.
Áp lực phân bố trên tường do tác động tĩnh và động tạo với phương vuông
góc không lớn hơn (2/3)’ (’-giá trị kháng cắt của đất) đối với trạng thái chủ
động và bằng 0 đối với trạng thái bị động.
Khi có nước ngầm, hệ số áp lực động đất được điều chỉnh như sau:
- Khi mực nước ngầm nằm dưới đáy tường chắn: *- khối lượng thể tích
của đất.
Ewd= 0.
(5.52)
kh- hệ số động đất theo phương ngang;
kv- hệ số động đất theo phương đứng;
Trong trường hợp sử dụng các bảng và biểu đồ áp dụng cho các điều kiện
tĩnh (chỉ có tải trọng trọng trường) cần có các điều chỉnh sau:
tg
và tg
(5.53)
toàn bộ hệ thống tường - đất được xoay thêm một góc tương ứng là A hoặc B .
Gia tốc trọng trường được thay thế bằng giá trị sau:
gA =
gB =
(5.54)
- Khi đất không thấm nước nằm dưới mực nước ngầm chịu tải trọng động:
* = - w
; Ewd = 0
(5.55)
- trọng lượng đơn vị bão hoà của đất.
- Khi đất thấm nước (độ thấm cao) nằm dưới mực nước ngầm chịu tải trọng
động: * = - w
; Ewd =
(5.56)
d- trọng lượng đơn vị khô của đất;
H’- chiều cao mực nước ngầm tính từ chân tường.
- Lực nước tĩnh xác định như sau:
Lực ngang tương ứng của nước tĩnh khi mực nước cao hơn đáy hố đào: :
EWS =
(5.57)
Lực ngang tương ứng của nước tĩnh khi mực nước thấp hơn đáy hố đào:
EWS =
(5.58)
Giá trị PW- xác định theo công thức (5.27 và 5.28)
- Áp lực thuỷ động nằm ngang: tác dụng lên mặt ngoài phía sau tường chắn
q(z) có thể tính như sau:
q(z)=
(5.59)
kh- hệ số động đất theo phương ngang với r=1 (xem công thức tính kh);
h- chiều cao mực nước tự do;
z- toạ độ thẳng đứng hướng xuống với góc toạ độ tại bề mặt nước.
Với đất đắp thấm thuỷ động, các hiệu ứng gây ra trong đất bởi tác động động
đất và trong nước được giả thiết là các hiệu ứng độc lập. Do đó áp lực nước thuỷ
động được cộng vào áp lực nước thuỷ tĩnh. Điểm đặt của áp lực nước thuỷ động
có thể được lấy tại một độ sâu dưới đỉnh của lớp bão hoà bằng 60% chiều cao của
lớp đó.
Trong quá trình thiết kế, tuỳ điều kiện cụ thể cần kể đến biến động lớn nhất
(tăng hoặc giảm) của áp lực nước (so với áp lực thuỷ tĩnh hiện hữu) do sự dao
động nước trên mặt hở của tường.
Các hệ số động đất theo phương ngang (kh) và phương đứng (kv) có thể tính theo
các công thức sau
(5.60)
nếu avg/ag lớn hơn 0 6
(5.61)
kv = 0 33kh cho các trường hợp ngược lại (5.62)
- xem (5.45);
r - hệ số lấy trong bảng 5.5 phụ thuộc vào dạng kết cấu tường chắn.
- Với các tường không cao quá 10m, hệ số động đất được coi như không thay đổi
trên suốt chiều cao tường.
- Với các kết cấu tường chắn cao hơn 10m, có thể tiến hành phân tích theo bài
toán một chiều với trường tự do của các sóng lan truyền theo phương đứng và giá
trị trong biểu thức (5.56) có thể lấy bằng giá trị trung bình của các gia tốc lớn
nhất của đất theo phương ngang, dọc theo chiều cao của kết cấu.
Khi có các loại đất rời bão hoà nước và áp lực nước lỗ rỗng có khả năng tăng cao
thì:
a) Hệ số r của bảng 5.5 nên lấy không lớn hơn 1,0.
b) Hệ số an toàn chống hoá lỏng không nên nhỏ hơn 2.
Ví dụ 5.1. Tính toán áp lực đất lên tường chắn
Tường chắn đất được sử dụng rộng rãi trong xây dựng dân dụng công
nghiệp, giao thông, thuỷ lợi. Trong quá trình thi công nền móng các công trình,
tường chắn (cừ) được sử dụng để bảo vệ tạm thời vách hố móng đào sâu.
Tường chắn trong xây dựng được chia thành tường trọng lực và tường mềm.
Tường trọng lực được làm từ các khối xây đá, bê tông và các khối bê tông,
bê tông với lượng cốt thép không nhiều, làm việc chủ yếu chịu nén lệch tâm.
Tường mềm làm từ BTCT toàn khối hoặc lắp ghép. Chúng tiếp nhận mô
mem uốn và lực kéo. Khi sử dụng tường mềm từ các cấu kiện lắp ghép , các mối
nối có thể là mối nối chịu lực hoặc mối nối cấu tạo.
Lựa chọn vật liệu cần dựa vào luận cứ công nghệ và so sánh kinh tế - kỹ
thuật, yêu cầu độ bền lâu dài, độ không thấm nước, điều kiện thi công, sự tồn tại
của các phương tiện cơ giới hoá.
Đối với các kết cấu BTCT lắp ghép thường sử dụng bê tông cường độ chịu
nén loại B20-B40, đối với kết cấu BTCT đổ tại chỗ - B15-B30. Kết cấu BTCT
ứng suất trước được làm từ bê tông loại B30-B50.
Các vị trí tiếp giáp tường (các góc, các chỗ tiếp giáp, các vị trí giao cắt) của
các tường chắn trọng lực từ khối xây gạch, đá và các khối bê tông lắp ghép được
xây bằng đá hoặc đổ bê tông có gia cường cốt thép loại C-I, C-II. Mối nối giữa
các khối bê tông trong đất no nước được làm từ vữa không thấm nước với xi
măng không co ngót hoặc xi măng trương nở và tự ứng suất hoặc xi măng poóc
lăng kết hợp phụ gia nén chặt. Trong trường hợp cần tăng độ cứng của tường từ
các khối chịu áp lực ngang có thể đưa khung thép vào các mối nối đứng không có
liên kết.
Để gia cường đảm bảo ổn định (chống lật, trượt, chống nổi) cho tường chắn
có thể sử dụng các hệ chống, neo hoặc tạo cho tường những hình dáng đặc biệt
dạng khung hở hình chữ U (hình 5.11).
Hình 5.11. Kết cấu tường chắn mềm BTCT toàn khối: có tường công xôn a, b, e, l; c-
5.6. Tính toán tường chắn
Tải trọng tác dụng lên tường chắn gồm có tải trọng đứng và tải trọng ngang,
trong đó tải trọng ngang (chủ động và bị động) có ảnh hưởng quyết định đến kết
cấu tường chắn.
Các thành phần nằm ngang của áp lực chủ động và bị động lên tường chắn
được xác định theo công thức (5.1) và (5.2).
Thành phần thẳng đứng của áp lực chủ động tác dụng lên mặt nghiêng phía
sau lưng tường khi giá trị góc nghiêng dương được tính theo công thức:
(5.63)
AV = Ahtg (+)
Biểu đồ áp lực lên tường chắn khi đất đắp đồng nhất trình bày trên hình 5.12
Eah = AhH
(5.64)
Eav = AvH
(5.65)
Đối với đất dính (C 0):
Eah = Ah( H-hc)
(5.66)
Eav = Av( H-hc)
(5.67)
hc - lấy theo công thức (5.9).
Khi xác định tổng hợp lực áp lực bị động, tính toán được tiến hành tương tự
chọn hc = 0 đối với đất dính.
Trong trường hợp khi mặt đất có tải trọng phân bố đều đặt trên một khoảng
nào đó cách tường (hình 5.6), áp lực ngang lên tường được xác định theo các
nguyên tắc nêu trong mục 5.1.
Điểm đặt tổng hợp lực ngang khi biểu đồ áp lực hình tam giác nằm cách đáy
tường khoảng cách :
d =
( H-hc)
(5.68)
trong đó đối với đất không dính lấy hc = 0.
Khi biểu đồ áp lực ngang từ tải trọng q hình chữ nhật, điểm đặt tổng hợp lực
nằm ngang nằm ở mức nửa chiều cao biểu đồ.
Trong các trường hợp, khi áp lực các lớp đất không đồng nhất tác dụng lên
tường, biểu đồ áp lực có hình dạng phức tạp (xem hình 5.1 a). Để xác định các lực
tác dụng lên tường và các điểm đặt của chúng, thuận tiện nhất là chia biểu đồ
thành các hình chữ nhật và hình tam giác nhỏ.
Theo nhóm trạng thái giới hạn thứ nhất, tường được tính: về ổn định vị trí
chống trượt; về ổn định nền dưới móng tường (đối với đất không phải đá); về
cường độ nền đá; về cường độ các chi tiết kết cấu.
Theo nhóm trạng thái giới hạn thứ hai tiến hành tính toán nền theo biến
dạng và tính toán độ bền nứt các chi tiết kết cấu.
Độ ổn định tường chắn được kiểm tra theo các sơ đồ trượt phẳng và trượt
sâu. Giả thiết rằng trượt phẳng xảy ra theo đáy tường, còn trượt sâu - theo mặt
trượt gãy khúc (hình 5.13) hoặc theo mặt trượt trụ tròn.
1. Điều kiện ổn định chống trượt có dạng:
(5.69)
Tcd- lực gây trượt bằng tổng hình chiếu tất cả các lực trượt tác dụng lên tường lên
mặt phẳng ngang;
Tyd - Lực giữ bằng tổng hình chiếu tất cả các lực giữ lên mặt phẳng ngang đó;
- hệ số dự trữ ổn định chống trượt lấy 1,2.
(5.70)
(5.71)
Lực trượt và lực giữ được xác định theo công thức:
TCDB = Eah + Eqh
TYD = Ntg(I +i) + BCI + Ephi
N - tổng hình chiếu tất cả các lực lên trục đứng.
(5.72)
N = G + Gg + Eav – Epv + Eqv
G - trọng lượng riêng của tường;
Gg- trọng lượng riêng của đất ngoài lăng thể trượt (trên diện tích đế tường chắn và
trên công xôn mặt trước trong các tường góc);
B - chiều rộng đáy móng;
i - góc nghiêng của măt trượt thứ i so với mặt nằm ngang lấy dấu “dương” khi độ
nghiêng mặt trượt nằm phía dưới so với vị trí mặt ngang, dấu “âm” khi độ lệch
mặt trượt lên phía trên (độ lệch lên phía trên được xem xét khi tính toán tường có
đáy nghiêng);
Ephi - phản lực bị động của khối đất ti. Giá trị ti được xác định bằng khoảng cách
từ mặt đất có mặt trước cạnh tường đến điểm cắt mặt trượt thứ i với mặt đứng đi
qua mặt trước tường.
Đối với tường có đáy nằm ngang, tính toán theo công thức (5.69) được tiến
hành cho 3 giá trị góc : 1 =0 (trượt phẳng); 2 =0,5I và 3 =I (trượt sâu).
Khi tính toán theo sơ đồ trượt phẳng có xết đến sự phá hoại cấu trúc tự nhiên
của đất trong quá trình thi công: giá trị I và CI lựa chọn không quá 300 đối với I
và không lớn hơn 5 KPa cho CI.
Kiểm tra độ ổn định trượt phẳng theo nền đá được tiến hành theo công thức
(5.69)- (5.72), trong đó giá trị lực giữ xác định theo công thức
(5.73)
TYD = Nf +Eph
f- hệ số ma sát đáy tường theo nền đá, lấy theo kết quả thử nghiệm nhưng không
lớn hơn 0,65. Đối với đất (không phải là đá) trị số này không được vượt quá tgI.
Khi tính toán theo sơ đồ trượt sâu giá trị I và CI lựa chọn như đối với đất
có cấu trúc phá hoại.
Hệ số an toàn chống trượt đối với tường chắn trong xây dựng lấy không nhỏ
hơn 1,3. Trong trường hợp không đảm bảo hệ số an toàn chống trượt thì cần có
biện pháp xử lý thích hợp.
2. Kiểm tra khả năng chống lật. Hệ số an toàn được xác định như tỷ số của
tổng mô men chống lật với tổng mô men gây lật đối với mũi chân tường chắn (ví
dụ tại điểm g1 trong hình 5.13):
KL=
(5.74)
- tổng mô men giữ ;
- tổng mô men gây lật lật
3. Kiểm tra khả năng chịu tải và biến dạng nền tường chắn được tiến hành
như đối với móng đặt nông chịu tải lệch tâm.
Ứng suất tác dụng tại các mép đáy móng tường được xác định theo công thức
(5.75)
b- chiều rộng móng tường;
e- độ lệch tâm của hợp lực Ea đặt tại mức đáy tường đối với trọng tâm đáy.
Độ lệch tâm e xác định như sau
e=
(5.76)
-khoảng cách từ điểm đặt của tổ hợp lực Ea đến mép lật.
(5.77)
Mg- tổng mô men của các lực giữ;
ML- tổng mô men của các lực lật.
Trong trường hợp lực lật là lực ngang Eah còn lực giữ là lực N thì Mg =N.d và
ML=Eah.( H-hc) đối với mép lật. Khi nền đồng nhất hoặc các lớp nằm ngang có
tính nén lún không tăng theo chiều sâu thì tính biến dạng coi như thoả mãn, nếu
áp lực trung bình TB không vượt quá áp lực tiêu chuẩn và ứng suất max không
lớn hơn 1,2 áp lực tiêu chuẩn của nền (xem công thức 3.8), còn ứng suất nhỏ nhất
không nhỏ hơn 0, điều này được đảm bảo khi e b/6 và b/3. Nếu 2 điều kiện
này không đảm bảo thì ứng suất max dưới mép móng xác định như sau
(5.78)
max= 2N/3
4. Kiểm tra cường độ của vật liệu tường. Nếu tường cách biệt nhau bằng các
khe nằm ngang thì việc kiểm tra ổn định được tiến hành theo từng khe. Ngoài ra
cần kiểm tra cường độ của vật liệu làm tường ở mỗi khe.
Xác định lực trong các chi tiết kết cấu tường chắn được tiến hành theo các
nguyên tắc truyền thống của cơ học kết cấu.
Đối với tường chắn trọng lực, lực pháp tuyến, lực cắt và mô men uốn trong
tiết diện I-I (hình 5.14a) được xác định theo các công thức sau:
(5.79)
Pi –tổng tất cả các lực đứng trên mặt cắt I-I;
Ti – tổng tất cả các lực ngang trên mặt cắt I-I;
Pili; TiZi – tổng mô men tất cả cắc lực đứng và lực ngang đối với tâm trọng
lực tiết diện I-I - điểm 0.
Khả năng chịu lực của bản thân tiết diện tường tại mặt cắt I-I xác định theo công
thức sau:
(5.80)
max =N/F + M/W [gh]
Đối với tường mềm (hình 5.14b) mô men uốn cần được xác định tại 3 vị trí
khác nhau:
- Đối với bản đứng: tại vị trí ngàm với bản đáy (mặt cắt I-I). Giá trị nội lực
có thể xác định theo công thức:
+ Lực cắt: T=
+ Mô men: MI-I=
- Đối với bản trước: tại mặt cắt II-II.
+ Giá trị lực cắt: T=
+ Mô men: MII-II=
- Đối với bản sau: tại mặt cắt III-III
+ Giá trị lực cắt: T=
+ Mô men: MIII-III=
- Bố trí bổ sung các sườn ngang nhằm thay đổi biểu đồ áp lực ngang lên tường
chắn.
- Tạo mặt gồ ghề cho bản đáy tường chắn, bố trí đáy nghiêng về phía mặt sau
tường hoặc bổ sung mấu (gờ, trụ, cọc ngắn) để tận dụng lực dính của đất nền ngay
dưới bản đáy nhằm tăng khả năng chống trượt phẳng, chống lật cho tường chắn.
Ví dụ 5.2. Tính toán tường chắn trọng lực
Tường trọng lực bằng bê tông cho trên hình 5.16. Đất phía sau tường có 2 lớp, mỗi lớp dày 3m
với các chỉ tiêu cơ lý sau:
lớp trên: lực dính c=0, góc '= 300;khô=17,5kN/m3, no.nc=19,5kN/m3
lớp dưới: lực dính c'=10kPa, góc '= 180;no.nc=19,5kN/m3
Tải trọng trên bề mặt tường q= 20kPa và mực nước ngầm thấp hơn 1,5m so với bề mặt. Mặt
trước tường tựa lên đất có các chỉ tiêu sau: c=20kPa, góc '= 250;no.nc=18,0kN/m3
a) Xác định hệ số an toàn chống trượt với lực dịnh giữa đất sét và đáy tường là 20kPa và góc
ma sát giữa đất và mặt sau tường là 250
b) Xác định hệ số an toàn chống xoay.
c) Xác định sự phân bố áp lực dưới bản đáy tường chắn. Đơn vị trọng lượng riêng của bê tông
nặng là 24kN/m3. Lực dính mặt trước và mặt sau tường Cw=0; góc ma sát: '=0
5.8. Tính toán tường mềm/cừ
Yếu tố có tính chất quyết định khi dự kiến sơ đồ tính toán tường chắn
mềm/cừ là: sơ đồ kết cấu công trình; hình dáng công trình trên mặt bằng và mặt
cắt; phương pháp thi công công trình (hở, kín v.v.); trình tự thi công công trình;
vật liệu tường; công nghệ thi công tường; kết cấu khung và các chi tiết gối đỡ
(sườn, khung, giằng chống, neo) đảm bảo ổn định và độ bền của tường; các giải
pháp kết cấu liên kết tường với các chi tiết khác của công trình.
Yếu tố quan trọng ảnh hưởng đến điều kiện làm việc của tường mềm/cừ - sự
tồn tại của các chi tiết gối đỡ đảm bảo cường độ và ổn định tường, cũng như trình
tự đưa các chi tiết gối đỡ vào làm việc trong quá trình thi công công trình. Trong
các tường chắn, độ ổn định của tường có thể được đảm bảo nhờ: các vì chống neo
và giằng chống cố định hoặc tạm thời; ngàm phần dưới tường trong khối đất;
khung và sườn phân phối độ cứng, tường chống v.v.
Sơ đồ tính toán tường mềm/cừ phụ thuộc vào kích thước tương đối của các
cạnh tường. Đối với các công trình chữ nhật, tường sẽ làm việc trong điều kiện
biến dạng phẳng, nếu chiều dài L của chúng vượt quá chiều cao H trên 3 lần. Lúc
đó tường được tính như sơ đồ dầm có chiều rộng 1m cắt theo cạnh ngắn của
tường. Đoạn đó được tính toán theo sơ đồ tường chắn chịu uốn trong mặt phẳng
đứng. Nếu tỷ lệ chiều dài tường với chiều cao nhỏ hơn 3, cần xét đến uốn cả trong
mặt phẳng ngang.
Xét đến các đặc điểm nêu trên, đối với các tường đứng công trình hình chữ
nhật, hình tròn hoặc đa giác trong mặt bằng người ta chia ra 4 sơ đồ tính toán cơ
bản cho tường như sau [7]:
1. Sơ đồ tường chắn công xôn mềm, độ ổn định của nó được đảm bảo nhờ
ngàm phần dưới của nó trong đất;
2. Sơ đồ tường chắn mềm nhiều nhịp, độ ổn định của nó được đảm bảo nhờ
ngàm phần dưới của nó trong đất và các chi tiết gối tựa ở phần trên (giằng chống,
neo);
3. Sơ đồ vòng tròn hoặc đa giác khép kín (trong mặt bằng), độ ổn định của
chúng được đảm bảo nhờ độ cứng không gian của công trình.
4. Sơ đồ vòng tròn hoặc đa giác khép kín (trong mặt bằng), độ ổn định của
chúng được đảm bảo nhờ độ cứng không gian của công trình và các chi tiết gối
trụ bổ sung.
Tường công trình được tính toán theo các sơ đồ khác nhau phụ thuộc vào giai
đoạn và phương pháp thi công, công nghệ thi công và vật liệu tường, trình tự thi
công công trình.
Ví dụ khi thi công công trình ngầm nhiều tầng có khung toàn phần bằng
phương pháp “tường trong đất” với biện pháp “từ trên xuống dưới”, tường được
tính toán có xét đến việc dỡ đất từng tầng từ phía trong công trình (Hình 5.15a).
Đầu tiên tường được tính toán theo sơ đồ I khi độ sâu hố đào cần thiết để xây
dựng trụ tầng trên (Hình 5.15c, e- vế trái). Sau đó tính toán tường theo sơ đồ 2 khi
độ sâu hố đào cần thiết để xây dựng trụ tầng thứ 2 (Hình 5.15 c, e- vế phải).
Tường được tính toán như tường chắn mỏng một neo. Tiếp theo thực hiện các
công việc tương tự cho đến khi hố đào đạt độ sâu thiết kế. Tường trong trường
hợp này được tính toán hoặc theo sơ đồ dầm liên tục tựa trên một số gối tựa chịu
áp lực ngang hoặc theo sơ đồ 4 có xét đến độ cứng không gian của công trình.
Tồn tại hàng loạt các phương pháp cả giải tích lẫn đồ thị để tính toán tường.
Sự khác nhau về nguyên tắc giữa các phương pháp, trước tiên nằm ở mức độ ảnh
hưởng biến dạng tường lên giá trị áp lực tiếp xúc của đất. Các lý thuyết chặt chẽ
tiến tới xét đến điều kiện thực tác động công trình với khối đất thường dẫn đến
nhiều khó khăn và phức tạp trong tính toán. Để giải các bài toán này cần phải sử
dụng các phương pháp số dựa trên các chương trình máy tính.
Dưới đây ta xem xét các phương pháp tính toán đơn giản, có tính chất cơ sở.
5.8.1. Tính toán tường mềm/cừ công xôn
Sơ đồ tính toán tường mềm công xôn được dùng để đánh giá cường độ và ổn
định tường cừ cho hố đào cũng như tường công trình ngầm thi công bằng phương
pháp “tường trong đất”, ở giai đoạn đào hố đến cao độ gối đỡ - tầng đầu tiên.
Trong thực tế thi công hố đào sâu để xây dựng công trình ngầm bằng phương
pháp lộ thiên, phụ thuộc vào độ sâu ngàm tường vào nền đất, theo điều kiện ổn
định, có thể xảy ra 2 trường hợp sau đây:
1. Trường hợp tường có độ ngàm tối thiểu vào nền đất (khi thi công công
trình ngầm một tầng). Trong trường hợp này, nhiệm vụ tính toán là xác định chiều
sâu ngàm tối thiểu và chiều dày tường đảm bảo cường độ và ổn định của chúng.
Trong đó giả thiết rằng sự cân bằng tĩnh học của tường xuất hiện do phản lực bị
động của đất tác dụng lên đoạn đặt sâu hơn đáy hố đào. Trong tính toán giả thiết
rằng cường độ lực kháng bị động của đất trên toàn bộ chiều sâu ngàm đạt tới giá
trị xác định theo lý thuyết cân bằng giới hạn, không phụ thuộc vào chuyển vị của
tường.
2. Trường hợp tường có độ ngàm dư vào nền đất thường gặp khi xây dựng
tầng trên cùng của công trình ngầm nhiều tầng hoặc tường hạ vào đất thấp hơn
đáy hố đào để ngàm trong lớp bền nước. Nhiệm vụ tính toán là đánh giá cường
độ của tường.
Trong trường hợp này, trên các đoạn theo chiều sâu ngàm, phản lực bị động
của đất có thể thấp hơn rất nhiều so với giá trị giới hạn xác định theo lý thuyết cân
bầng giới hạn. Chúng được xác định từ điều kiện tác động tương hỗ của tường với
khối đất có xét đến chuyển vị thực của tường và tính chất biến dạng của đất.
- Tính toán tường mềm ( công xôn) có độ sâu ngầm tối thiểu
Phương pháp tính toán giải tích đơn giản để xác định độ sâu ngàm tối thiểu
cho tường công xôn là dựa trên giả thuyết rằng, biến dạng xoay trong đất xung
quanh điểm 0 nằm tại độ sâu f=0,8t ( f- độ sâu ngàm ; t- độ sâu tường nằm trong
đất) (hình 5.18). Trong đó, áp lực chủ động của đất tác dụng từ cạnh phía sau lên
tường cao hơn điểm 0, còn từ mặt trước thấp hơn mức đáy và từ mặt sau thấp hơn
điểm 0- phản lực bị động. Khi xác định áp lực chủ động và bị động, ma sát của
đất trên bề mặt tường không tính đến.
Điều kiện cân bằng của tường là tổng mô men đối với điểm 0 bằng không.
Từ điều kiện đó xác định được chiều sâu ngàm cần thiết của tường thấp hơn đáy
hố đào.
a,
b,
c,
(5.81)
(5.82)
(5.83)
Giá trị áp lực chủ động cực đại tại điểm 0 bằng:
ah MAX= h + f +qah - Ctg.(1-ah)
Phản lực bị động tại độ sâu đáy hố đào bằng:
ph1= C.tg.(ph -1)
còn tại điểm 0:
ph2= C.tg.(ah -1) + f ph
, , C- các thông số của đất để tính toán theo nhóm trạng thái giới hạn thứ nhất
(I, I, CI).
Tiếp theo là xác định tổng hợp lực của áp lực chủ động
(5.84)
EI =0 5ah MAX(h + f - hC)
Và cánh tay đòn tác dụng của nó đối với điểm 0
r1 =
(5.85)
Biểu đồ áp lực bị động được chia ra thành phần hình chữ nhật và hình tam
giác. Tổng hợp lực cân bằng phần hình chữ nhật E2 =ph1.f, còn cánh tay đòn tác
động của nó r2 =0,5.f. Tổng hợp lực cân bằng phần hình tam giác E3 =0,5(ph2-
ph1).f, còn cánh tay đòn tác động của nó r3= 1/3f.
Điều kiện cân bằng được viết trong dạng sau:
)
E1r1 =
(5.86)
trong đó:
- hệ số điều kiện làm việc lấy theo tiêu chuẩn tải trọng và tác
động TCVN 2737- 1995 hoặc có thể lấy tương ứng với XNIP 2.02.01-83: đối với
- hệ số tin cậy theo chức
cát, ngoài cát bụi, =1, đối với loại đất khác =0,9;
năng công trình lấy bằng 1,2; 1,15; 1,1 tương ứng với công trình loại I, II, III.
Thay các giá trị lực, cánh tay đòn và ứng suất nêu trên nhận được phương
trình sau:
(5.87)
Giải phương trình này đối với f xác định được độ sâu ngàm cần thiết.
Phương pháp đơn giản nhất giải phương trình là phương pháp lựa chọn f. Để đảm
bảo an toàn giá trị f sau khi xác định được cần tăng lên 1,2 lần, nghĩa là giá trị t sẽ
bằng 1,2f (hình 5.18).
Giá trị mô men lớn nhất ở tại độ sâu l0 được xác định từ điều kiện bằng 0
của lực cắt tại điểm có mô men cực đại:
(5.88)
Tìm được giá trị l0 từ phương trình đó, giá trị mô men cực đại tác dụng
lên 1m chiều dài tường xác định theo biểu thức sau:
Mmax=
(5.89)
Theo giá trị Mmax tiến hành tính toán tiết diện tường theo cường độ.
Trong trường hợp tường ngàm trong đất sét không thoát nước khi U=0
(công thức 5.1a và 5.2a) điều kiện ổn định không thể thực hiện trừ khi h < 4CU/
và hệ số an toàn nên lấy 1,5. Không được dùng tường ngàm tối thiểu khi CU/h
<7.
- Tính toán tường mềm ( công xôn) có độ sâu ngàm dư.
Phương pháp tính toán giải tích đơn giản để xác định độ sâu ngàm dư là dựa
vào hệ số nền.
Trong phương pháp đó, để tính toán phần tường ngàm trong đất, ảnh hưởng
công xôn được thay bằng mô men M và lực F đặt tại mức đáy hố đào (hình 5.20).
Tính chất biến dạng của đất trong vùng ngàm được đánh giá bằng hệ số nền (bảng
5.6 Trên cơ sở lời giải phương trình vi phân trục đường uốn khúc của tường thành
lập đồ thị (hình 5.21), cho phép nhận được sự phân bố áp lực dọc phần ngàm
tường.
(5.90)
(5.91)
Áp lực đất được xác định tách biệt khỏi mô men và lực F theo công thức:
m= n.M
q = mF
n và m- hệ số xác định theo đồ thị nêu trên Hình 5.18, phụ thuộc vào độ sâu ngàm
t và hệ số độ cứng k.
Áp lực toàn phần lên tường h được xác định bằng tổng m và q. Hệ số độ
cứng k tìm được từ biểu thức:
(5.92)
b- chiều dài đoạn tường tính toán, lấy bằng 1M;
Em – mô đun đàn hồi của tường;
I- mô men quán tính tiết diện ngang của tường;
kS - hệ số nền đối với đất đồng nhất lấy theo bảng 5.6 và trong khối đất xác định
trong giới hạn độ sâu t của một số lớp đất theo công thức
kS =
(5.93)
Bảng 5.6 Giá trị hệ số nền kS
Tên đất
KS(kN/m3)
Sét và sét pha dẻo chảy, chảy 1000
Sét pha, cát pha và sét dẻo mềm, cát bụi và xốp 2000
Sét pha, cát pha và sét dẻo cứng, cát hạt nhỏ và hạt trung 4000
Sét pha, cát pha và sét cứng, cát hạt to 6000
Cát sỏi sạn, đất hạt lớn 10000
b,
a
,
Hình 5.20. Các sơ đồ tính toán tường công xôn khi độ sâu ngàm “dư”
(5.94)
Đồ thị trên hình 5.21 được lập dựa vào chỉ số độ cứng bằng:
= k.t
Các đồ thị chỉ quy đổi cho 2 giá trị chỉ số độ cứng (=3 và = 5), chúng được
sử dụng như sau. Khi 3 (tường cứng) đưa vào tính toán giá trị q và m
tương ứng với =3. Khi >3 đưa vào tính toán giá trị q và m, tương ứng giá trị
=5 (tường mềm).
Sau khi tìm được giá trị áp lực ngang h cần kiểm tra cường độ cục bộ của
đất ở tường,
xuất phát từ yêu cầu sao cho dọc toàn bộ chiều sâu ngàm t thoả mãn điều
kiện:
h < ph
ph- áp lực bị động của đất, xác định theo công thức (5.2)
h= q+ m
Các giá trị h nhận được cho phép xây dựng biểu đồ mô men và lực cắt để
kiểm tra tường theo cường độ.
Tường công xôn có độ mềm lớn. Chuyển vị ngang đỉnh trên của chúng được
trình bày trong dạng tổng 3 số hạng (hình 5.22):
= 1 +2 +3 , (5.95)
1 - độ võng tường trên đoạn chiều dài tự do;
2- chuyển vị mặt cắt tường ở đáy hố đào;
3 – chuyển vị tạo nên do xoay tiết diện đó.
Độ võng 1 khi biểu đồ tải trọng hình
thang trên đoạn h từ biểu đồ tung độ phía
trên ah1 và dưới ah2 bằng
(5.96)
1=
Khi có loại tải trọng khác 1 được tính theo
các công thức, bảng trong sức bền vật liệu.
Theo H.K. Xnhitko, độ võng đỉnh tường
công xôn khi xem xét phần chôn sâu như
dầm cứng sẽ bằng:
= 1+
(5.97)
M và Q- mô men uốn và lực cắt trong tiết
diện tường tại mức đáy hố đào;
kS- giá trị hệ số nền tại mức đầu dưới tường.
Độ lún cực đại của mặt đất cạnh tường lấy
bằng .
5.8.2. Tính toán tường có một thanh chống/ neo
Khi tính toán tường cừ và “tường trong đất “ hạ vào khối đất không phá hoại
cần xét đến liên kết gối tựa đầu dưới của chúng trong đất. Có thể xảy ra 3 trường
hợp liên kết gối tựa sau đây:
-
-
-
Tựa tự do;
Ngàm hoàn toàn trong đất;
Ngàm từng phần.
Khi tựa tự do, nghĩa là giả thiết tường xoay tự do ở phía chân tường vì thế
không có sức kháng bị động ở phía sau tường và đất dưới hố đào chỉ gây nên sức
kháng trồi từ mặt trước tường. Trong tường xuất hiện mô men uốn lớn nhất, còn
độ sâu hạ tường trong đất nhỏ nhất (hình 5.24a). Sơ đồ làm việc này thường thích
hợp khi xây dựng tường trong đất sét, cát bụi và cát xốp do mức độ cố định chân
tường không chắc chắn.
- Khi ngàm hoàn toàn, nghĩa là giả thiết ngàm chống lại sự xoay của tường,
trong trường hợp này sức kháng bị động xuất hiện ở cả 2 phía của tường. Như vậy
cần tính toán độ sâu hạ tường sao cho trong đó xuất hiện mô men nhịp nhỏ nhất,
còn phản lực của đất tác dụng lên mặt sau tường lớn nhất. Biểu đồ mô men trong
tường có hai dấu vì trục đàn hồi tường có điểm uốn (Hình 5.24c). Sơ đồ làm việc
này chỉ xảy ra trong đất cát và sỏi cuội chặt do sức kháng bị động khá lớn đủ để
tạo nên ngàm.
- Ngàm từng phần là trạng thái trung gian giữa tựa tự do và ngàm hoàn toàn.
Tương ứng với sơ đồ này mô men uốn và độ sâu ngàm có giá trị trung gian giữa
2 sơ đồ trên (hình 5.24.b).
Tính toán tường gia cường neo 1 tầng thường tiến hành theo 2 sơ đồ:
+ Sơ đồ tựa tự do E.K Iakobi;
+ Sơ đồ đường đàn hồi Blima-Lomeiera.
Lựa chọn sơ đồ tính toán cho các trường hợp trên cần dựa vào độ cứng phân
bố theo chiều dài của tường n, được xác định từ quan hệ :
n =
(5.98)
t - độ sâu hạ tường xác định theo sơ đồ Blima-Lomeiera, m;
dav - chiều cao quy đổi của tiết diện tường, m, bằng:
dav =
(5.99)
I và D - mô men quán tính, m4 và đường kính cọc (chiều rộng tường, cừ), m;
j - khe hở giữa các cọc hoặc các cừ lân cận.
Khi n 0,06 tường được coi như có độ cứng hữu hạn và được tính toán theo
sơ đồ E.K Iakobi. Khi n < 0,06 tường được tính như tường mềm theo sơ đồ
Blima-Lomeiera.
Theo sơ đồ E.K Iakobi, tường được xem như dầm tựa tự do tại vị trí gia
cường neo và tại vị trí đặt tổng hợp lực của áp lực đất bị động EP. Trong đó tất cả
phần ngập vào nền của tường chuyển vị về hướng hố đào. Giá trị tmin được xác
định từ điều kiện cân bằng mô men từ áp lực chủ động và bị động đối với điểm
gia cường neo. Biểu đồ mô men trong tường đơn dấu (hình 5.24a). Tính toán để
xác định độ chôn sâu của tường tmin và lực kéo tại điểm neo (phản lực gối tựa),
cũng như giá trị mô men uốn trong tường có thể sử dụng phương pháp cân bằng
lực.
Theo sơ đồ Blima-Lomeiera, phần tường chôn sâu vào nền có điểm uốn tại
điểm 0 và gần đáy hố đào chuyển dịch theo hướng hố đào, còn thấp hơn điểm 0 -
về hướng ngược lại. Phản lực bị động xuất hiện cả từ mặt đứng lẫn mặt sau tường.
Điều đó tạo nên hai biểu đồ đơn dấu của mô men uốn (hình 5.24c).
Để xác định độ chôn sâu của tường tMIN và lực kéo tại điểm neo (phản lực gối
tựa), cũng như giá trị mô men uốn trong tường theo sơ đồ này, ta giả thiết rằng
cường độ sức kháng bị động của đất tăng tuyến tính cùng với chiều sâu theo luật
(5.2) và sức kháng phản lực ngược của đất từ mặt sau tường thấp hơn điểm xoay 0
đặt tại điểm xoay. Tường có một
của nó tác dụng trong dạng lực tập trung
thanh chống/ neo trong trường hợp này được tính toán như dầm tĩnh định tựa trên
hai gối - tại điểm gia cường neo và tại điểm đặt lực tập trung
. Dầm chịu tải
trọng từ áp lực chủ động và bị động.
Sau đây giới thiệu một số phương pháp tính toán gần đúng cho các sơ đồ nêu
trên
1. Phương pháp cân bằng lực (theo sơ đồ E.K Iakobi):
Đỉnh tường có thanh chống hoặc neo nên được coi là liên kết khớp (điểm A)
(hình 5.24a). Chân tường được coi là gối tựa tại điểm B, tại đó áp lực chủ động
bằng áp lực bị động. Sau khi xác định được vị trí điểm B (điểm được coi là gối
tựa không có chuyển vị) có thể tính được nội lực trong tường.
- Xác định vị trí điểm B, tức là tìm giá trị tmin.
Ecd1 =
; Ecd2 =
; Ep =
(5.100)
Vị trí đặt các lực E1 và Ep đặt ở trọng tâm tam giác (bằng 1/3 chiều cao kể từ
cạnh đáy). Vị trí đặt E2 ở trọng tâm hình chữ nhật. Lấy mô men đối với gối tựa A
và cho bằng 0 và rút gọn ta có phương trình:
(2cd-2bd)tmin
+2 cdh3+3qcdh2 =0
Phương trình bậc 3 này có thể giải bằng phương pháp đúng dần.
- Xác định lực tác dụng lên thanh chống (hoặc neo) TA:
Lấy mô men đối với điểm B và cho MB =0.
(5.101)
TA =
Mô men có giá trị lớn nhất tại vị trí có lực cắt bằng không. Do đó ta xác định
khoảng cách y, tại đó lực cắt = 0:
(5.102)
y=
MMAX=
(5.103)
Như trên hình 5.25, tại điểm C áp lực đất bằng 0, y là khoảng cách từ điểm C
đến đáy hố đào. Áp lực phía trước và phía sau tường bằng nhau.
- Xác định giá trị y: bdy = cd(H+y)=Hcd +ycd hay
y=
(5.104)
khi có áp lực đất trên mặt đất:
y=
(5.105)
- Xác định giá trị x: Theo nguyên lý của dầm đẳng trị, Ta là phản lực của
gối tựa A và P0 là phản lực của gối tựa tại C. Mô men của P0 đối với điểm D sẽ
bằng mô men của áp lực đất bị động (hình tam giác) đối với điểm D. Xác định giá
.
trị TA bằng cách cho mô men
P0x =
(5.106)
L
Hình 5.25. Sơ đồ tính toán theo mô hình dầm thay thế
(5.107)
X=
Độ sâu của chân tường ít nhất là l0= y+x.
Trong trường hợp tường có nhiều tầng chống /neo thì điểm c có thể sơ bộ xác
định theo bảng 5.7, sau đó kiểm tra bằng tính toán.
Bảng 5.7
Đất cát
Đất dính
y= 0,25H
y= 0,16H
y= 0,08H
y=0,4H
y=0,3H
y=0,2H
=200
=250
=300
N < 2
2 N <10
10 N <
20
y= 0,035H
y=0,1H
=350
N 20
Ghi chú: H- độ sâu đáy hố đào; - góc ma sát trong của đất; N- trị số xuyên tiêu
chuẩn.
- Tính Mmax : Theo sơ đồ dầm đơn giản, tại điểm có lực cắt bằng 0 sẽ có giá
trị mô men cực đại.
và Blima-Lomeiera): Phương pháp này được thực hiện theo trình tự sau.
Trên hình vẽ (hình 5.27) thể hiện sơ đồ từng lớp địa chất và vị trí điểm gia
cường neo. Sau đó xây dựng biểu đồ áp lực chủ động và bị động của đất. Tung độ
biểu đồ được xác định theo công thức (5.1) và (5.2). Giá trị áp lực bị động chính
xác hơn được xác định theo lý thuyết B.B. Xokolôpxki lấy = , nhưng không
lớn hơn 300.
Biểu đồ áp lực đất lên tường khi tính toán được xây dựng trên cơ sở chiều
sâu hạ dự kiến, định hướng lấy bằng 0,5h đối với cát và 0,75 đối với đất sét.
Tiếp theo, tung độ biểu đồ ah và ph triệt tiêu lẫn nhau, còn biểu đồ kết quả
được chia thành các hình thang đơn vị chiều cao 0,5-1,0m. Sau đó trừ các lực cân
bằng, các diện tích tỷ lệ của các hình thang đơn vị và đặt chúng tại tâm trọng lực
của các hình thang (hình 5.27c.).
Theo các lực đó xây dựng đa giác lực (hình 5.27d) và đa giác dây (hình
5.27e). Đường khép kín của đa giác dây A C khi tính toán theo sơ đồ Blima-
Lomeiera được kẻ qua điểm A’ cắt tia 0 với đường ngang đi qua mức neo gia
cường tới tường sao cho thoả mãn điều kiện
(5.108)
y1 =(11,1)y2
Điểm C cắt đường khép kín A C với đa giác dây xác định độ sâu tính toán
hạ t0, tương ứng với ngàm tường trong đất. Giá trị tung độ biểu đồ mô men trong
tường xác định theo công thức
(5.109)
M= y
trong đó: - khoảng cách toạ độ cực trong tỷ lệ lực, N; y- tung độ đa giác dây
ttrong tỷ lệ tuyến tính của hình vẽ, m.
Theo đa giác lực (hình 5.27l, m) thể hiện giá trị
và lực trong neo Qah. Giá
trị Qah bằng giá trị đoạn nền đa giác lực nằm giữa tia cuối cùng của nó và tia kẻ
song song với đường khép kín A’C, có xét đến tỷ lệ lực tương ứng. Khi nghiêng
dây neo với đường nằm ngang 1 góc , lực neo trong đó bằng Qah/cos.
Lực của phản lực ngược lại
xác định bằng đoạn nền đa giác lực nằm giữa
tia cuối của nó (số 13) và tia kẻ song song với đường khép kín A’C đặt ở mức
điểm C. Sự trùng khớp điểm dưới cắt đường khép kín với đường dây cong và giới
hạn dưới của biểu đồ tải trọng đạt được bằng cách tiếp cận liên tục. Nếu đường
, thì chiều sâu chấp nhận
khép kín cắt với đường dây cong cao hơn mức đặt lực
hạ tường ban đầu cần được giảm xuống.
Theo giá trị
xác định chiều dài đoạn tường thấp hơn điểm C, cần thiết để
điều chỉnh phản lực ngược
t =
(5.110)
=
;
- ứng suất thẳng đứng trong khối đất tại mức đạt lực
k’ – hệ số xét đến sự giảm cường độ phản lực ngược do tác dụng của lực ma sát
theo tường hướng lên phía trên (chúng được thể hiện bằng các mũi tên trên sơ đồ
trục đàn hồi trên Hình 5.22c).
Giá trị k’ xác định theo bảng 5.8
Bảng 5.8
, độ 15 20 25 30 35
40
K’ 0,75 0,64 0,55 0,47 0,41
(5.111)
0,35
Độ sâu hạ tường toàn bộ bằng
t = t0 +t
Trong tính toán thực tế thường lấy t = (1,15 –1,2)t0
Khi tính toán theo sơ đồ Iakobi đường khép kín A’D kẻ theo tiếp tuyến đến
đa giác dây (đường chấm chấm trên hình 5.27d). Trong đó, sao cho hệ lực tác
dụng lên tường nằm trong sự cân bằng, hướng tia 10 của đa giác lực và hướng
đường khép kín A’D cần phải trùng nhau. Lực Qah theo sơ đồ Iakobi bằng giá trị
đoạn đa giác lực trên Hình 5.22m, nằm giữa tia 8 của nó và tia 10 song song với
A’D. Mô men uốn trong tường theo sơ đồ đó có giá trị lớn nhất Mmax = ymax.
Điểm D xác định độ sâu tính toán tối thiểu hạ tường tmin, tương ứng với tựa tự do
đầu dưới của tường lên đất . Trong trường hợp đó, tường nằm trong trạng thái giới
hạn về ổn định, để tăng mức độ an toàn chiều sâu hạ lấy bằng t = 1,2 t0.
Khi bố trí đường khép kín giữa các đường A’C và A’D tường sẽ bị ngàm
từng phần trong đất. Đối với ngàm như vậy, biểu đồ tải trọng và mô men trình
bày trên Hình 5.22b.
Tính toán tường theo sơ đồ Blima-Lomeiera, “Tường trong đất “ có độ sâu
“dư” nên cần phải chỉnh lý trên cơ sở các số liệu thử nghiệm. Kết quả thử nghiệm
cho thấy, biểu đồ thực tế của áp lực chủ động và bị động phụ thuộc vào tính biến
dạng của đất, tường, tính biến dạng của neo gia cường và có thể khác với các dự
kiến trong tính toán. Giá trị mô men uốn của nhịp và lực neo trong tường với các
trụ neo không chuyển vị cần được xác định theo công thức điều chỉnh sau đây:
MTT = Mmã.kd ,
QahTT = 1,4.Qah
(5.112)
(5.113)
Kd- hệ số xác định theo đồ thị (hình 5.28) phụ thuộc vào giá trị góc ma sát trong
và tỷ lệ chiều dày d của tường đối với chiều dài nhip l.
Hình 5.28 ứng với tường từ cừ BTCT, chiều dày dav đối với các loại tường
khác cần xác định theo công thức (5.99). Chiều dài nhịp l lấy định hướng như
khoảng cách A’B trên đa giác dây. Góc ma sát trong của đất trong giới hạn nhịp l
xác định theo công thức
Ii=
(5.114)
Ii và hi – góc ma sát trong và chiều dày lớp đất thứ i.
e,
c,
d,
a,
b
,
l,
m,
Hình 5.27. Các sơ đồ tính toán đồ thị tường neo theo Blumi-Lomeiera và Iakobi
Đối với kết cấu có tải trọng phân bố trên mặt đất
cần xét 2 trường hợp tính toán. Thứ nhất - khi
tải trọng liên tục trên bề mặt (hình 5.1) tạo nên
mô men công xôn cực đại ở mức gia cường neo
và giá trị lực neo lớn nhất, trường hợp thứ 2 -
khi tải trọng q bắt đầu trên khoảng cách a =
hKtg(450-/2) kể từ tường (hình 5.28), trong đó:
hK - chiều cao phần công xôn tường. Trong
trường hợp đó xuất hiện mô men uốn cực đại
trong phần nhịp tường.
5.8.3. Tính toán tường có nhiều thanh chống/ neo
Áp lực đất lên tường chắn phụ thuộc vào độ cứng của tường, thời gian và
trình tự lắp đặt thanh chống /neo. Có nhiều giả thiết về dạng biểu đồ áp lực đất và
giá trị của nó (bảng 5.9), biểu đồ áp lực đất cho tường chắn nhiều chống/ neo trình
bày trên hình .5.29.
Phương pháp đồ thị tính toán tường 2 neo theo sơ đồ Blima-Lomeiera do
A.Ph.Novinkop soạn thảo trình bày trong sổ tay Budrin A.Ia., Demin G.A[..].
Khi tồn tại 3 tầng neo (gối tựa) hoặc lớn hơn, tường công trình ngầm được
tính toán theo nhiều phương pháp: phương pháp dầm thay thế, phương pháp lực
chống không thay đổi hoặc thay đổi trong quá trình đào, phương pháp dầm liên
tục, phương pháp tính toán như tấm trên nền đàn hồi bằng cách sử dụng lý thuyết
biến dạng tổng thể hoặc cục bộ, tính toán bằng phương pháp phần tử hữu hạn theo
chương trình trên máy tính điện tử.
Bảng 5.9 Áp lực đất tác dụng lên tường chắn có nhiều thanh chống/neo
Trên hình 5.29 trình bày sơ đồ tính toán tường có nhiều thành chống/neo
theo phương pháp dầm liên tục. Các vị trí chống/ neo tốt nhất bố trí đều nhau. Tải
trọng chuyền lên ttường giữa 2 nhịp chống/ neo l theo Terxaghi có thể lấy phân
bố đều như sau:
Đối với cát: q=0,8Hcđcos0;
Đối với sét: q= H-4c.
trong đó: - trọng lượng của đất; H- độ sâu hố đào; c- lực dính của đất sét;
0- góc ma sát giữa đất và tường.
Độ chôn sâu của tường vào đáy hố đào cần phải đủ để cân bằng với áp lực bị
động S=0,5qh. Chiều cao của nhịp trên h0 và nhịp dưới cùng (tới thanh chống
dưới cùng) hn có thể lấy sơ bộ bằng h0= 0,354h và hn=0,808h. Trong trường hợp
đất tốt vị trí ngàm quy ước có thể lấy khoảng (1/3- 1/2) h2 sâu hơn so với đáy hố
đào, lúc này nhịp cuối hn là khoảng cách từ thanh chống/neo cuối tới ngàm quy
ước.
Các giá trị mô men uốn tác dụng lên tường và phản lực gối tựa (lực tác dụng
lên thanh chống/ neo) xác định như dầm liên tục trong bài toán cơ học kết cấu.
5.8.4. Tính toán tường liên tục theo các giai đoạn thi công
5.8.4.1. Phương pháp Sachipana (Nhật Bản):
Phương pháp này dựa trên kết quả đo đạc nội lực và biến dạng thực của
tường làm căn cứ, cụ thể:
1.
Sau khi đặt tầng chống/neo
dưới, lực dọc trục của tầng chống/neo trên
hầu như không đổi, hoặc thay đổi không
đáng kể;
2.
Chuyển dịch của thân tường
từ điểm chống/neo dưới trở lên, phần lớn
đã xảy ra trước khi lắp đặt tầng chống/neo
dưới (hình 5.31);
3.
Gía trị mômen uốn trong thân
tường do các điểm chống/neo trên gây nên
chỉ là phần dư lại từ trước khi lắp đặt tầng
chống/neo dưới;
Trên cơ sở các kết quả đo thức tế này,
Sachipana đưa ra phương pháp tính lực
dọc trục thanh chống/neo và mômen thân
tường trong quá trình đào đất với những
giả thiết cơ bản như sau (hình 5.32):
1.
Trong đất dính, thân tường
xem là đàn hồi dài vô hạn;
2.
Áp lực đất thân tường từ mặt
đào trở lên phân bố hình tam giác, từ mặt
đào trở xuống phân bố theo hình chữ nhật
(do đã triệt tiêu áp lực đất tĩnh ở bên phía
đất đào);
3.
Phản lực hướng ngang của
đất bên dưới mặt đào chia thành hai vùng:
vùng dẻo đạt tới áp lực đất bị động có
chiều cao l và vùng đàn hồi có quan hệ
đường thẳng với biến dạng của thân tường;
Điểm chống được coi là bất
4.
động sau khi lắp thanh chống/neo;
5.
Sau
lắp
đặt
tầng
khi
chống/neo dưới thì trị số lực dọc trục của
tầng chống trên không đổi.
Theo chiều cao toàn bộ tường có thể chia thành ba vùng: vùng từ hàng
chống thứ k cho đến mặt đào, vùng dẻo và vùng đàn hồi từ mặt đào trở xuống, từ
đó lập được phương trình vi phân đàn hồi cho trục tường. Căn cứ vào điệu kiện
biên và điều kiện liên tục ta có thể tìm được công thức tính lực dọc trục Nk của
tầng chống thứ k, cũng như công thức tính nội lực và chuyển vị của nó. Với
những lập luận và giả thiết trên, kết quả tính toán nhận được khá chính xác,
nhưng do công thức có chứa hàm bậc 5 nên tính toán khá phức tạp.
Để đơn giản tính toán, sau khi nghiên cứu Sachipana đã đưa ra phương pháp
gần đúng nhưng đơn giải hơn với các giả thiết cơ bản sau (hình 5.33):
1. Trong tầng đất sét, thân tường xem
là thể đàn hồi dài hữu hạn đầu dưới đáy tự
do;
2. Giống phương pháp giải chính xác;
3. Phản lực chống hướng ngang của
đất lấy bằng áp lực đất bị động, trong đó
(x+ ) là trị số áp lực bị động sau khi trừ
đi áp lực đất tĩnh
4. 5. Giống như phương pháp chính
xác.
6. Điểm mômen uốn thân tường bên
dưới mặt đào M=0 xem là một khớp và bỏ
qua lực cắt trên thân tường từ khớp ấy trở
xuống.
Phương pháp giải gần đúng chỉ cần
dùng hai phương trình cân bằng tĩnh:
Y=0
MA=0
Do Y=0, nên:
NK=
(5.115)
Do MA=0 và từ công thức (5.115), sau khi đơn giản ta có:
(5.116)
Các bước tính toán của phương pháp giải gần đúng này như sau:
1) ở giai đoạn đào thứ nhất, kí hiệu dưới chân của công thức (5.115) và công
thức (5.116) lấy k=1, còn N1 lấy bằng không, từ công thức (5.116) tìm ra xm sau
đó thay vào công thức (5.115) để tìm ra N1.
2) ở sau giai đoạn đào thứ hai, kí hiệu dưới chân của công thức (5.115) và
công thức (5.116) lấy k=2, còn N1 chỉ có một N1là số đã biết, từ công thức (5.116)
tìm ra xm sau đó thay vào công thức (5.115) tìm ra N2.
3) ở sau giai đoạn đào thứ ba, k =3, có hai Ni , tức N1, N2 là số đã biết, từ
công thức (5.116) tìm ra xm, sau đó thay vào công thức (5.115) tìm được N3
Tiếp tục như vậy, sau khi tìm được lực dọc trục của các tầng thanh chống,
nội lực thân tường cũng sẽ dễ dàng xác định.
Mô men thân tường trong phương pháp
giải gần đúng (trừ phần mômen âm ra), có
hình dạng tương tự như phương pháp giải
chính xác, trị số mômen lớn nhất lớn hơn
phương pháp giải chính xác khoảng trên
10%, tức là thiên về an toàn.
Hình 5.34 trình bày sơ đồ tính toán của
một phương pháp tương tự như phương pháp
Sachipana, nhưng áp lực nước, đất phía sau
tường thì khác, áp lực nước bên dưới mặt
đào giảmi tới không. Lực chống của đất ở
bên bị động đạt tới áp lực đất bị động, để
phân biệt với phương pháp Sachipana phần
áp lực đất tĩnh đượcgiảm đi, lấy (wx+v) thay
cho (x+ ).
Ví dụ 5.9. Tính toán “Tường trong đất”
Sử dụng phương pháp phần tử hữu hạn hệ thanh trên nền đàn hồi có thể xác
Trước tiên ta cần nghiên cứu những vấn đề thực tế xảy ra và hướng giải
quyết khi lắp dựng hệ chống và tháo dỡ chúng dần dần theo quá trình thi công đối
với kết cấu tường chắn.
Trong quá trình đào, tại vị trí dự kiến đặt thanh chống tường/ cọc đã có
chuyển vị ban đầu, ví dụ
. Nếu không chống/neo chuyển vị tường/ cọc tại vị trí
đó sẽ tăng lên theo từng bước đào đạt tới giá trị 0
n (n=2, 3, 4... số thứ tự vị trí
chống/ neo theo chiều sâu). Giả sử ta bố trí thanh chống tại vị trí đó sau bước đào
thứ nhất thì thanh chống này sẽ có biến dạng nén đàn hồi tương ứng với hiệu của
hai giá trị chuyển vị nêu trên, tức là =0
. Như vậy từ độ cứng của thanh
chống có thể tính được phản lực thanh chống, từ đó tính được nội lực và biến
dạng tại tiết diện ngang của tường chắn/cọc.
Đối với phần tường chắn/cọc từ đáy hố đào trở lên, phương trình đường đàn
hồi của nó được biểu diễn như sau:
EJ
(5.117)
Đối với phần tường/cọc nằm dưới đáy hố đào sẽ xuất hiện phản lực đàn hồi
của đất được giả thiết là biến đổi tuyến tính theo chiều sâu, phương trình đường
đàn hồi của tường chắn/cọc có thể biểu diễn như sau:
EJ
(5.118)
EJ- độ cứng của tường/cọc;
P(x)- nội lực trong tiết diện ngang của tường/cọc; trục: x,
z- thể hiện trên hình 5.42.;
m- hệ số tỷ lệ (T/m4).
Từ quan hệ chuyển vị và nội lực của kết cấu tường chắn với vị trí điểm
chống, căn cứ vào lý luận nêu trên, lặp lại các bước tính toán đối với các vị trí
chống tiếp theo có thể tìm được chuyển vị, mômen, lực cắt của kết cấu chắn đất
và lực trục của các thanh chống/ neo trong các giai đoạn đào khác nhau. Lấy hình
bao nội lực của các giai đoạn đào để làm căn cứ thiết kế cuối cùng cho kết cấu
tường chắn.
Cần lưu ý rằng, biến dạng của kết cấu chắn đất tại vị trí chống/neo ngay
trước khi lắp là rất lớn (giá trị
trong hình 5.42b), còn sau khi lắp chống thì
biến dạng ở điểm ấy là rất nhỏ, tức là chuyển vị của kết cấu chắn đất phần lớn đã
xẩy ra trước khi lắp chống.
Để khử chuyển vị này có thể áp dụng công nghệ tăng trước lực trục của
thanh chống. Giải pháp này có thể thực hiện như sau:
- Tăng trước một lực trục Nt sau khi lắp thanh chống và trước khi đào bước
tiếp sau (hình 5.43).
- Quá trình tăng giá trị Nt sẽ xuất hiện phản lực của đất thanh hố đào (hệ số
phản lực nền K của lớp đất có thể lấy theo thí nghiệm ở hiện trường hoặc tra
bảng có sẵn) và tường chắn chuyển vị ngược về phía thành hố đào.
. Giá trị chuyển vị còn lại của tường tại vị trí này sẽ là 1 và tại vị
của tường là
trí dự kiến đặt thanh chống tiếp theo sẽ là 12.
Nếu tiếp tục đào, tại vị trí thanh chống tiếp theo khi chưa kịp lắp sẽ xuất hiện
0. Như vậy tổng giá trị chuyển vị tại vị trí này sẽ là: 12+
chuyển vị với giá trị 2
2
Giá trị lực tăng trước cần tính toán sao cho có sự hợp lý giữa nội lực xuất
hiện trong tường chắn và trong thanh chống, thông thường lấy bằng 30-60% lực
dọc trục của thanh chống [10].
Sơ đồ tính toán lực tăng trước cho thanh chống xem hình 5.43-5.45.
Ngoài việc xét đến quá trình đào còn phải xét đến sự biến đổi nội lực trong
quá trình dỡ thanh chống. Nội lực và chuyển vị khi tháo dỡ thanh chống có thể
tìm được bằng cách áp dụng nguyên lý cân bằng lực tại thanh chống cần tháo dỡ.
Tức là tạo nên một lực có độ lớn bằng lực dọc trục thanh chống cần tháo dỡ
nhưng có hướng ngược lại và kiểm tra nội lực và chuyển vị trong tường chắn và
thanh chống chưa tháo dỡ.
Dựa trên mối quan hệ đàn hồi tuyến tính của đất và tải trọng tác dụng lên
tường chắn/ cọc người ta đã xây dựng được phương pháp phân tử hữu hạn để tính
hệ thanh trên nền đàn hồi trong trường hợp này. Nguyên lí tính toán là giả thiết
kết cấu chắn đất từ mặt đáy móng trở lên là phần tử dầm, phần tử từ đáy móng
trở xuống là phần tử dầm trên nền đàn hồi, chống/neo là phần tử gối tựa đàn hồi,
tải trọng là áp lực chủ động của đất theo phương ngang và áp lực nước (áp lực đất
chủ động tính theo lí thuyết Rankine, từ đáy móng trở lên phân bố theo hình
thang, từ đáy móng trở xuống phân bố hình chữ nhật).
Nhờ các phần tử hữu hạn của hệ thanh có thể xét các loại nhân tố trong quá
trình đào đất (thanh chống được tăng theo với độ sâu đào, việc thay đổi số lượng
đặt chống, chuyển vị của kết cấu chắn đất trước khi chống, ảnh hưởng của lực
trục tăng trước đối với sự biến đổi nội lực trong kết cấu chắn đất...).
Cũng giống như các phương pháp phân tích phần tử hữu hạn khác, phương
pháp phần tử hữu hạn tính hệ thanh trên nền đàn hồi được thực hiện trình tự như
sau:
Rời rạc kết cấu -> hình thành ma trận độ cứng của phần tử -> ma trận độ
cứng phần tử gộp thành ma trận cứng tổng -> sử dụng phương trình cân bằng để
tìm ra chuyển vị của nút (hình 5.46-5.48). Tiến hành phân tích kết hợp đào hố
móng với quá trình lấp đất trở lại.
Kết cấu chắn giữ đất được rời rạc hoá bằng cách chia theo chiều đứng thành
hữu hạn các phần tử với khoảng cách thông thường 1-2m. Để đơn giản tính toán,
vị trí đột biến về mặt cắt, tải trọng, hệ số nền của nền đàn hồi và điểm chống/neo,
đều lấy làm điểm liên kết (nút).
Hình 5.47. Rời rạc hữu hạn kết cấu tường chắn Hình 5.48. Sơ đồ tính phần tử dầm
Mặc dù giữa kết quả tính toán so với số liệu đo được trong các công trình
thực tế có chênh lệch nhất định nhưng đây là một phương pháp tính toán kết cấu
chắn đất có tính thực dụng và đơn giản.
Ngoài phương pháp phần tử hữu hạn hệ thanh trên nền đàn hồi chạy theo
chương trình Sharp 2000, để tính toán tường chắn trong giai đoạn thi công có thể
sử dụng chương trình Plaxis. Tính toán theo chương trình này có thể tham khảo
trong các tài liệu chuyên sâu khác.
5.9. Tính toán tường tầng hầm
Khác với các tường đã xét trong mục 5.8.1 và 5.8.2, tường tầng hầm và công
trình ngầm đặt nông có móng hạ thấp hơn sàn tầng hầm hoặc đáy công trình
không nhiều (khoảng 0,5-1,2m) và thường được xây dựng bằng phương pháp lộ
thiên trong hố đào hoặc trong hào. Do độ sâu của gối tựa không lớn và cường độ
đất đắp chèn khe hở thấp, nên sức kháng trồi của đất trên đoạn tường dưới đáy hố
đào không đủ để đảm bảo ổn định tường chịu áp lực tải trọng chủ động. Vì vậy
sau khi thi công đáy, sàn hoặc gối tựa cần đắp đất cho khe hở phía sau tường
nhằm đảm bảo ổn định tường chịu tác động ngang.
Khi tải trọng ngang lớn, phần dưới của tường được gia cường bằng các dầm
chống lên khu đất lân cận tầng hầm, các móng băng giao nhau hoặc móng bè.
Tường công trình không khung có tỷ lệ chiều dài đối với chiều cao lớn hơn 3
và được thiết kế móng chịu tải trọng ngang theo sơ đồ biến dạng phẳng có ngàm
tại độ sâu liên kết với móng và có gối tựa khớp ở cao độ sàn.
Đối với tầng hầm nhà 1 tầng và công trình ngầm, mô men uốn và lực cắt
tương ứng với sơ đồ tính toán trình bày trên hình 5.49 xác định theo các công
thức sau:
Khi cao độ sàn tầng hầm nằm cao hơn mặt đất (hình 5.49a).
Mìnf = m2
(5.119)
QSUP =
(5.120)
Qinf = n.H
(5.121)
MZ =QSUPZ - 0,5
(5.122)
(5.123)
Z0 =
Tại mức sàn tầng hầm thấp hơn mặt đất (hình 5.49b).
(5.124)
Hình 5.49. Các sơ đồ tính toán tường tầng hầm nhà 1 tầng và công trình ngầm:
a- khi bố trí mái cao hơn mức quy hoạch, b- khi bố trí mái thấp hơn mức quy hoạch
Minf =m2(1SUP +2inf)b.H2
QSUP =(
(5.125)
Qinf=(
(5.126)
MZ = QSUPZ- 0,5
(5.127)
(5.128)
Z0 =
theo bảng 5.10.
ký hiệu “SUP” và “inf” - biểu thị mô men M, lực cắt Q và áp lực ngang ah, xuất
hiện ở mức tương ứng trên và dưới tường;
MZ - mô men uốn tại tiết diện tường nằm trên khoảng cách Z kể từ trụ trên;
Z0 - khoảng cách từ trụ trên đến tiết diện có mô men nhịp cực đại;
b - kích thước đoạn tường tính toán trong hướng dọc;
H- khoảng cách từ điểm dưới sàn đến đỉnh móng;
H1 - khoảng cách từ mặt đất đến đỉnh móng;
m1 - hệ số xét đến sự xoay móng;
m2 - hệ số xét đến tính đàn hồi của trụ;
n = H1/H;
1 và 2 - các hệ số xét đến sự thay đổi độ cứng tường theo chiều cao (cho tường
có chiều dày thay đổi), được lựa chọn dựa vào tỷ lệ chiều dày tường ở phần trên
SUP đối với chiều dày phần dưới
Bảng 5.10
SUP /
1
2
1 0,0583 0,0667
0,7 0,0683 0,0747
0,6 0,0753 0,0787
0,5 0,0813 0,0837
0,4 0,0883 0,0907
0,3 0,0993 0,0977
Hệ số m1 xét đến sự xoay của móng băng, khi tồn tại kết cấu ngăn cản sự
xoay của móng lấy bằng 0,8; trong các trường hợp còn lại m1 được xác định theo
công thức:
;
m1 =
(5.129)
Em- mô đun đàn hồi của vật liệu tường;
E0- mô đun biến dạng của đất nền;
B- chiều rộng đáy móng;
- chiều dày tường trong tiết diện theo mép móng;
hf - chiều cao móng.
Nếu m1 theo tính toán lớn hơn 0,8 thì lấy bằng 0,8.
Hệ số m2 trong trường hợp, khi mái nằm thấp hơn mặt đất lấy theo các công
thức sau:
Khi gối đỡ phía trên của tường không có khả năng chuyển vị ngang (tựa mái
lên tường ngang)
(5.130)
(5.131)
(5.132)
m2 = m1 +0,2
Khi có khả năng chuyển vị đàn hồi gối đỡ phía trên của tường
m2 = 1,2(m1 +0,2)
Hệ số m2 trong trường hợp, khi mái công trình nằm cao hơn mặt đất
m2 = 1,4(m1 +0,2)
Tường hoặc từng pa nen riêng được chia thành dải đứng và ngang, mỗi dải
trong đó được tính toán theo sơ đồ dầm nhiều nhịp hoặc một nhịp (tấm dầm).
Theo số liệu tính toán dải đứng lựa chọn tiết diện thép đứng cho tường, còn theo
số liệu tính toán dải ngang- tiết diện thép ngang. Độ võng tường từ tải trọng
ngang không được vượt quá 1/300 chiều dài nhịp.
Tính toán theo sơ đồ đơn giản dẫn đến dư độ bền và thừa cốt thép.
Trong các công trình ngầm có khung toàn phần, độ ổn định của tường được
đảm bảo nhờ tựa lên cột dãy ngoài của khung và lên mái. Tính toán tường BTCT
đổ tại chỗ hoặc lắp ghép có các mối nối giữa các pa nen tiến hành theo sơ đồ đơn
giản như đối với các tấm dầm (dải), bố trí đứng và ngang. Khoảng cách giữa các
trục cột và các cao độ sàn tương ứng với các kích thước nhịp tính toán đối với dải
ngang và dải đứng. Dải đứng được tính toán theo tải trọng hình tam giác hoặc
hình thang tác dụng theo trục dọc. Dải nằm ngang được tính toán theo tải trọng
phân bố đều bằng cường độ trung bình của áp lực đất trong các giới hạn chiều cao
của chúng (Hình 5.50).
Khi biểu đồ áp lực đất hình thang, tải trọng tác dụng lên dải đứng, chiều rộng
b (hình 5.50a)
(5.133)
Ở đỉnh tường:
PSUP =bq1 , kN/M ;
Ở chân tường:
Pinf =bq2 , kN/M ;
(5.134)
ah, SUP và ak, inf - cường độ áp lực ngang của đất tương ứng ở đỉnh và chân tường.
Trong đó tải trọng phân bố tuyến tính lên dải ngang chiều rộng a:
Pah =a
(5.135)
q1 và q2 - tương ứng cường độ áp lực ngang ở đỉnh và chân tường của dải tính
toán.
-Nếu kích thước tường công trình rất khác nhau, chúng được tính toán theo
các sơ đồ khác nhau. Trên hình 5.50b trình bày công trình, trong đó các tường dọc
có tỷ lệ cạnh L1/H 3 được tính toán theo sơ đồ biến dạng phẳng trong mặt phẳng
đứng, còn tường bên có tỷ lệ cạnh H/L2 3 -theo sơ đồ biến dạng phẳng trong mặt
phẳng ngang.
a) b)
CHƯƠNG 6
NEO ĐẤT
6.1. Khái niệm chung
Thuật ngữ “neo” được sử dụng để chỉ cơ cấu neo giữ ổn định cho kết cấu
vách, tường chắn tạm thời hoặc cố định, còn bản thân neo làm việc chịu kéo.
Neo được sử dụng rộng rãi trong xây dựng ngầm. Chúng cho phép: gia
cường tường cừ và kết cấu tường chắn xây dựng theo phương pháp “tường trong
đất”; hạ cưỡng bức giếng chìm thành mỏng; gia cường các phòng tầng hầm, đáy
các công trình chôn sâu, các giếng hạ chìm và các âu thuyền cạn tránh đẩy nổi;
gia cường vòm và tường bên của hố đào sâu (hình 6.1-53).
a, b,
a
d
Neo có cấu tạo từ 3 cấu kiện cơ bản (hình 6.3): bộ phận làm việc gắn vào đất
ngoài giới hạn sụt lở gọi là bầu neo (4); dây (thanh) neo liên kết bầu neo với đầu
neo (3); đầu neo (2) cho phép gắn dây neo trên tường, đảm bảo lực kéo và
chuyền lực lên kết cấu bầu neo.
Neo chôn sâu được phân loại theo độ nghiêng so với mặt đất- đứng, nghiêng,
ngang; theo phương pháp xây dựng chúng- khoan, đóng, xoắn và hỗn hợp; theo
kết cấu bộ phận làm việc- trụ tròn, mở rộng; theo kết cấu phần dây căng neo -
dây, ống, từ thép thanh, cáp và ống khoan; theo mức độ đầu tư - tạm thời và cố
định.
Neo tạm thời đưa kết cấu vào làm việc theo thời hạn ngắn hơn tuổi thọ công
trình. Neo cố định là bộ phận kết cấu làm việc trong suốt niên hạn phục vụ của
chúng. Đối với neo cố định cần dự kiến bảo vệ chống rỉ.
6.2. Kết cấu neo đất
1. Đầu neo: đầu neo có tác dụng gắn kết dây neo với tường. Khi dây neo
gồm nhiều sợi (hình 6.5) các dây neo được khoá vào đầu neo bằng chốt nêm, sai
số cho phép trong khoảng 50. Khi dây neo là thanh đơn, đầu neo khoá dây neo
bằng bu lông, sai số trong trường họp này không quá 2,50. Đầu neo được thiết kế
sao cho có thể neo với giá trị lực kéo bất kỳ cho tới 80% lực của dây neo và cho
phép điều chỉnh lực kéo trong giai đoạn kéo căng ban đầu.
3. Bầu neo: đảm bảo chuyền lực giữ từ công trình cho đất xung quanh.
Theo phương pháp liên kết dây neo với đất xung quanh người ta chia bầu neo
ra nhiều loại nhưng chủ yếu có 2 loại cơ bản.
Bầu neo loại A (Hình 6.6a), lực từ dây neo được chuyền trực tiếp lên nhân xi
măng của bầu liên kết dây neo với đất xung quanh. Khi làm việc, trong bầu neo
có thể xuất hiện vết nứt vuông góc với trục dây neo. Bầu neo loại A được sử dụng
đối với neo tạm thời.
Ngàm loại B (Hình 6.6b), lực từ dây neo chuyền lên đầu dưới của ống trụ
thép nhờ vòng đệm gắn ở đầu cuối dây neo. Bên trong ống trụ, dây neo được phủ
lớp chống rỉ và nó tự do di chuyển dọc ống khi tác động lực neo. Ngàm loại B
được sử dụng trong các neo cố định.
Trong những neo như vậy, chiều dài tự do dây neo bằng chiều dài neo.
6.3. Tính toán neo đất
Tính toán neo bao gồm xác định chiều dài của chúng, độ nghiêng, khả năng
chịu lực, độ bền từng chi tiết neo (dây neo, đầu neo, khoá, đế, ống trụ…).
Chiều dài và góc nghiêng của neo được xác định từ tính toán ổn định hệ
“tường - đất -neo”.
Sức chịu tải của neo đối với đất chủ yếu phụ thuộc vào bầu neo. Khả năng
chịu tải của neo theo đất nền được cấu thành từ 2 thành phần:
- ma sát thanh bên của neo với đất
- sức kháng của đất đối với gương neo (mặt trước của bầu neo).
Bầu neo nằm trong đất càng tốt thì sức chịu tải của neo càng lớn. Để đảm
bảo hiệu quả kinh tế, cũng như khả năng chịu lực tin cậy của neo cần chọn lớp đất
tốt để đặt bầu neo. Không nên bố trí bầu neo trong đất yếu.
Trong mọi trường hợp phải bố trí bầu neo vượt ra ngoài lăng thể trượt.
1. Tính toán ổn định hệ “tường - đất -neo”.
Tính toán ổn định được thực hiện theo mặt trượt trụ tròn hoặc trượt phẳng.
Khi tính toán theo phương pháp mặt trượt phẳng - phương pháp Kranxa- cho
rằng mặt trượt sâu đi qua tâm phần làm việc của neo C và điểm b- điểm xoay
tường trong khối đất (hình 6.8a).
Hình 6.8. Sơ đồ tính toán ổn định hệ “tường- đất- neo”
theo phương pháp mặt trượt phẳng 1 neo
Trong sơ đồ trên hình 6.8b trình bày lực đặc trưng cho tác động của hệ
“tường- đất” lên khối đất. Quy ước rằng, lực neo được đặt ở giữa phần làm việc
của neo - tại điểm C.
Mục tiêu tính toán - xác định vị trí tối ưu điểm C, trong đó đảm bảo điều kiện
ổn định của hệ” tường- đất - neo”và chi phí nhỏ nhất cho việc sản xuất neo.
Tính toán được tiến hành bằng phương pháp đúng dần.
Vị trí tối ưu của điểm C được lựa chọn trong quá trình tính toán ổn định khối
abcd (Hình 6.8c), xuất phát từ điều kiện độ bền đất chống trượt theo mặt phẳng
trượt bc. Trong trạng thái giới hạn có các lực sau tác động lên lăng thể abcd: E- áp
lực tường neo; Ea- áp lực chủ động của đất (có xét đến gia tải) lên tường ảo dc, đi
qua điểm c; G - trọng lượng lăng thể abcd; RS – phản lực khối đất; Q - lực bảo
đảm cân bằng giới hạn lăng thể.
Gía trị lực RS và Q chưa biết, nhưng đã biết hướng tác động của chúng, vì
vậy tính toán đơn giản nhất là tiến hành theo phương pháp đồ thị đa giác lực (hình
6.8d). Tìm được giá trị lực Q so sánh nó với lực Qa. Nếu Q=Qa thì hệ “tường -
đất- neo” nằm ở trạng thái cân bằng giới hạn về ổn định.
Độ ổn định của hệ “tường- đất-neo” sẽ đảm bảo tin cậy khi thoả mãn các
điều kiện sau:
Đối với neo gia cường một tầng:
(6.1)
Đối với gia cường neo nhiều tầng có độ nghiêng và chiều dài neo khác nhau
(6.2)
KYy-- hệ số ổn định lăng thể trượt thứ i;
d - hệ số độ tin cậy theo đất, lấy bằng 2,0 đối với neo tạm thời và 2,5 đối với neo
cố định;
Qik - lực thành phần ngang đảm bảo cân bằng giới hạn lăng thể trượt thứ i;
QaIK - thành phần nằm ngang của lực neo, điểm đặt của nó Cj nằm trong giới hạn
chu vi lăng thể trượt thứ i bao gồm cả đường chu vi
Sơ đồ tính toán và đa giác lực đối với 1 trong những phương án bố trí neo khi
gia cường 2 tầng neo cho tường hình 6.9.
Độ ổn định khối đất abc1d1 được xác định theo công thức (6.3)
K1V=
(6.3)
Độ ổn định khối đất abc2d2 (i=2) cũng được đánh giá như trên đối với gia
cường 1 neo.
Hệ số ổn định được xác định theo công thức (6.4):
K2V=
(6.4)
Khi xây dựng đa giác lực có thể gặp trường hợp hướng véc tơ Qi ngược với
chỉ dẫn trên hình 6.9. Kết quả tính toán như vậy cho thấy chiều dài neo thứ i
không đủ.
Phương pháp tính toán ổn định của Kranxa thoả mãn tốt điều kiện làm việc
của neo có ngàm loại A, trong khối đất của nó xuất hiện ứng suất kéo.
Để tính toán neo có ngàm loại B, khối đất trong thân của chúng chỉ xuất hiện
ứng suất nén, thực tế và hợp lý hơn cả là sơ đồ tính toán có mặt trượt đi qua đế
neo.
2. Tính toán khả năng chịu tải của neo.
Tính toán neo theo khả năng chịu tải và độ bền từng chi tiết của nó được tiến
hành theo tải trọng QQ- lực dọc tác dụng lên đỉnh neo từ công trình gia cường
trong điều kiện tổ hợp tải trọng bất lợi nhất có xét đến ứng suất sơ bộ của neo
(neo ứng suất trước).
Tải trọng tính toán lên neo cần thoả mãn điều kiện:
(6.5)
QQ Pn
Pn- tải trọng tính toán cho phép tác dụng lên neo.
Khi lựa chọn loại và kết cấu neo, số lượng tầng neo, khoảng cách giữa các
tầng, khoảng cách giữa các neo trong tầng trong giai đoạn đầu thiết kế, tải trọng
làm việc tính toán lên neo được xác định trên cơ sở tính toán sơ bộ, xuất phát từ lý
thuyết khả năng chịu tải của neo theo đất Pd, và chấp nhận rằng:
(6.6)
k Pn Pd1+ Pd2
k – hệ số độ tin cậy về ý nghĩa công trình bằng 1,4 - đối với neo cố định; 1,2 - đối
với neo tạm thời.
trong đó: Pd1 - sức kháng trượt của đất theo mặt bên; Pd2- sức kháng trượt của
đất theo mặt gương.
Sức chịu tải của neo theo đất nền (Pd): Pd = Pd1 + Pd2
Phụ thuộc vào kết cấu neo, giá trị Pd, được xác định xuất phát từ sức kháng
trượt của đất theo mặt bên của toàn bộ lỗ khoan hoặc chỉ trong vùng neo.
(6.7)
- Sức kháng trượt của đất theo mặt bên xác định như sau:
Pd1 = K0 .. mf . fH . l
K0 = 0,6 – Hệ số đồng nhất của đất;
- Chu vi lỗ khoan cho neo khoan (dLK) hoặc chu vi vòng bơm cho neo bơm
(du3);
mf – Hệ số phụ thuộc vào loại đất và dạng neo (mf =1 cho neo bơm; mf = 0,6 cho
neo khoan hình trụ và neo mở rộng trong cát; mf = 0,5 cho tất cả các loại neo
trong cát pha, sét pha, sét);
l – Chiều sâu lỗ khoan hoặc vùng bơm;
fH – Sức chống trượt tiêu chuẩn của đất theo mặt bên lỗ khoan lấy theo bảng 6.1.
Nếu neo nằm trong đất nhiều loại khác nhau, giá trị tích mf.fH.l được xác
định bằng phương pháp cộng từng lớp.
Khi tính toán neo bơm, đường kính bầu neo có thể xác định theo công thức:
(6.8)
e - Hệ số độ rỗng của đất;
V - Thể tích vữa thâm nhập khi bơm;
lH - Chiều dài vùng bơm (bầu neo).
- Sức kháng của bầu neo hoặc phần khoan mở rộng của neo theo mặt gương,
có thể xác định theo công thức kinh nghiệm:
(6.9)
Pd2 = K0 (AcH + B hd) (S - Sc)
A, B - Hệ số phụ thuộc góc ma sát trong của đất lấy theo bảng 6.2.
cH - lực dính riêng tiêu chuẩn của đất sét hoặc các thông số tuyến tính của đất cát;
hd - chiều sâu đặt tâm vùng bơm hoặc phần mở rộng;
S, Sc - Diện tích làm việc của phần mở rộng và diện tích mặt cắt lỗ khoan,
- Trọng lượng riêng của đất.
Đối với neo hình trụ có phần mở rộng - khả năng chịu tải tính toán của neo
theo đất Pd là sức kháng tổng cộng của đất theo mặt trước (gương) và mặt bên bầu
neo:
Pd = Pd1 + Pd2 = K0 . mf . fH . l + K0 (AcH + B hd) (S – Sc) (6.10)
Đối với neo khoan hình trụ không có phần mở rộng - sức kháng của đất chỉ
tính theo mặt bên của neo:
(6.11)
Pd = Pd1 = K0 . mf . fH . l
Giá trị sức chịu tải sơ bộ của neo theo đất Pd cũng có thể xác định theo công
thức sau:
(6.12)
(6.13)
A/ đối với neo hình trụ có phần mở rộng:
Pd = . CdCCflifi +0,25CR1CI +2Ih).(D2 –d2
B/ đối với neo bơm phụt:
Pd = . C D.Cflifi +0,25CR1CI +2Ih).(D2 –d2
C – hệ số điều kiện làm việc, bằng 0,8;
Cf và CR – các hệ số điều kiện làm việc phụ thuộc vào phương pháp mở lỗ khoan
và phương pháp tạo bầu neo;
dT - đường kính thanh neo;
dC - đường kính lỗ khoan thi công neo, m;
D - đường kính bầu neo hoặc vùng quy ước bơm phụt xung quanh thanh neo, m
(đường kính vùng quy ước bơm phụt đối với tính toán sơ bộ lấy bằng 3dC);
fi – sức kháng tính toán của lớp đất thứ i theo mặt bên, kPa;
li – chiều dầy lớp đất thứ i tiếp xúc với mặt bên của neo, m;
1, 2 – hệ số không thứ ngưyên phụ thuộc vào giá trị tính toán góc ma sát trong
của đất tiếp xúc với mặt mở rộng của bầu neo;
CI - giá trị tính toán lực dính riêng của đất trong vùng bầu neo, kPa;
i - trọng lượng riêng của đất KN/m3;
h - chiều sâu đặt trọng tâm phần mở rộng kể từ mặt đất, m.
Các giá trị CR, fi và 1, 2 có thể tham khảo trong XNIP 2.02.03-85.
Bảng 6.1. Lực ma sát của đất fH
Giá trị tính toán cần so sánh với giá trị Pn, xác định theo kết quả thử nghiệm
neo tại hiện trường. Giá trị tính toán lựa chọn cuối cùng cần lấy giá trị nhỏ nhất
trong các giá trị đó.
Søc chÞu t¶i cña thanh neo
Ứng suất kéo trong thanh neo không được lớn hơn 95% giới hạn chảy T -
của vật liệu khi tác dụng tải trọng thử nghiệm giới hạn Pi.
Diện tích tiết diện ngang của thanh neo AS chịu kéo (đứt) được xác định theo
công thức sau:
Đối với neo cố định:
AS
, (Pi= 1,58 Pn )
(6.14)
Đối với neo tạm thời:
AS
, (Pi= 1,3 Pn )
(6.15)
Khác với giằng chống làm việc chủ yếu chịu nén, neo tiếp nhận lực kéo, giá
trị của chúng được xác định như hình chiếu trong các trụ khớp QQ đỡ cọc (cừ)
(Hình 6.8a, b).
(6.16)
QQ=Pn cos / kla
k = 1,5 – Hệ số an toàn;
- Góc nghiêng của neo với mặt phẳng ngang, độ;
la- bước neo
Khi thiết kế neo, vấn đề quan trọng nhất là xác định đúng chiều dài ngàm lZ.
Chiều dài ngàm neo phụ thuộc vào tính chất của đất, áp lực bơm và có giá trị vào
khoảng 4-10m. Trong đất không phải đá, chiều dài bầu neo lấy từ tính toán,
khoảng 0,2kN/m, sau đó chính xác hoá trong điều kiện cụ thể của khu vực xây
dựng.
Áp lực bơm vữa xi măng có thể ảnh hưởng đến khả năng chịu lực của bầu
neo. Điều đó có thể lý giải theo số liệu trong bảng 6.3
Khoảng cách giữa các neo không nên nhỏ hơn 4D (D- đường kính lớn nhất
của bầu neo), thông thường không nên nhỏ hơn 1,5m, sao cho chúng không bị ảnh
hưởng đến khả năng chịu lực của nhau. Phần trên bầu neo được hạ sâu không nhỏ
hơn 4m kể từ mặt đất.
Các neo dự ứng lực bao gồm các neo có thanh căng gắn vào đỉnh và được
căng trước, theo nguyên tắc lớn hơn 30% tải trọng tính toán Pn. Công tác kéo căng
được tiến hành ở cuối quá trình tiến hành thử nghiệm kiểm tra hoặc nghiệm thu.
Lực trong thanh neo gắn trong đỉnh neo được gọi là tải trọng hợp khối P.
Khi thiết kế neo ứng suất trước, lực tính toán cần lấy sao cho sau quá trình
làm việc dài, khi trong neo đã xuất hiện toàn bộ tổn thất ứng suất trước.
Theo số liệu của nhiều quan sát thực tế trên các công trình đã xây dựng,
người ta xác định được rằng, tổn thất ứng suất trong neo là hậu quả của trùng ứng
suất trong thép, sụt hoặc từ biến của vữa xi măng trong vùng bầu neo, từ biến của
đất xung quanh vùng bầu neo, cố kết của khối đất trong trong vùng tựa kết cấu
neo. Tất cả những hiện tượng đó dẫn đến giảm mạnh ứng suất trước. Trong đất
mềm, tổn thất ứng suất trước có thể đạt tới 50% và lớn hơn so với giá trị lực ban
đầu P.
Trong đá nứt nẻ, khi vữa ngàm có thể chảy theo vết nứt trước khi bố trí neo,
lỗ khoan được kiểm tra khả năng thấm. Nếu tốc độ nước chảy lớn hơn 1lít/phút
trên một m chiều dài lỗ khoan khi áp lực nước 1MPa, lỗ khoan được xi măng hoá
sơ bộ.
Chiều dài ngàm neo l3 trong đất, đá theo sự tiếp xúc “vữa xi măng - kim loại
được xác định theo công thức:
l3=
(6.17)
Theo sự tiếp xúc vữa xi măng- đá được xác định theo công thức:
l3=
(6.18)
Qa- lực tính toán trong neo lấy không lớn hơn Qo/2;
qa- lực dính kim loại neo với vữa xi măng;
da - đường kính lỗ khoan;
qS - lực ma sát của đất, đá;
DC - đường kính bầu neo.
Các thông số qa và qS phụ thuộc vào nhiều yếu tố bao gồm mác vữa, độ nhám
mặt tiếp xúc, cường độ khoáng chất, áp lực bơm phụt…Để tính toán sơ bộ có thể
lấy qa= 3,0…5,0MPa; qS =0,7-1,2MPa.
Theo M Bustamante đường kính lỗ khoan và đường kính bầu neo có quan hệ
sau
(6.19)
DC =.da
hệ số - xác định theo bảng 6.4.
=300
a)
b)
