Bài giảng Thiết kế móng nông

Nguyễn Đức Hạnh – Bộ mụn Địa Kỹ thuật – Khoa Cụng Trỡnh - ĐHGTVT Ch−ơng I thiết kế móng NễNG I- Thiết kế trên cơ sở độ tin cậy 1.1- Khái niệm Độ tin cậy đ−ợc định nghĩa là xác suất của một đối t−ợng có thể thực hiện đ−ợc chức năng yêu cầu của nó trong một thời gian và điều kiện định tr−ớc. Nh− vậy độ tin cậy của nền móng công trình là xác suất của nó có thể chống đỡ đ−ợc công trình bên trên (chức năng yêu cầu của đối t−ợng) mà không sụp đổ hoặc gây ra độ lún quá giá trị cho phép trong thời gian tuổi thọ thiết kế của công trình. Để có đ−ợc độ tin cậy cần thiết là mục đích cơ bản và yêu cầu của thiết kế và xây dựng nền móng. Để thoả mãn yêu cầu này, trong thiết kế chúng ta có thể đạt đ−ợc bằng cách cho hệ số an toàn cao. Tuy nhiên tiếp cận theo cách này ng−ời thiết kế gặp phải một mẫu thuẫn không kém phần quan trọng, đó là giá thành công trình quá cao. Nh− vậy độ tin cậy của công trình luôn luôn đối nghịch với giá thành xây dựng công trình. Thông th−ờng ng−ời thiết kế luôn tìm sự cân bằng giữa độ tin cậy và tính kinh tế trong thiết kế thông qua hệ số an toàn. Hệ số an toàn cao th−ờng đ−ợc sử dụng khi độ tin cậy là rất quan trọng hoặc khi quá trình phân tích trong thiết kế có rất nhiều yếu tố không chắc chắn, và hệ số an toàn thấp th−ờng đ−ợc dùng khi điều kiện là ng−ợc lại. Ph−ơng pháp này đ−ợc gọi là ph−ơng pháp hệ số an toàn chung. Ph−ơng pháp hệ số an toàn chung th−ờng không dựa vào sự đánh giá tổng thể về độ tin cậy, đặc biệt khi chúng ta xem xét cả móng và công trình bên trên nh− một tổng thể. Với ph−ơng pháp này, một số thành phần có thể là quá an toàn, trong lúc đó, một số thành phần có thể nguy hiểm. Giá thành phụ thêm cho các 4 Nguyễn Đức Hạnh – Bộ mụn Địa Kỹ thuật – Khoa Cụng Trỡnh - ĐHGTVT thành phần có hệ số an toàn cao không góp phần làm tăng độ an toàn tổng thể của công trình, do vậy ph−ơng pháp không phải là ph−ơng pháp kinh tế để tạo ra công trình tin cậy. Nói một cách khác, tốt hơn là nên dùng tiền của các thành phần có độ an toàn quá cao cho các thành phần có độ an toàn thấp để tăng độ an toàn chung của công trình. Vì lý do này, ph−ơng pháp thiết kế dựa trên độ tin cậy đ−ợc phát triển. Ph−ơng pháp này có xu h−ớng xác định độ tin cậy để cân bằng giữa độ tin cậy và giá thành công trình. Một mục đích khác của thiết kế theo độ tin cậy là đánh giá tốt hơn các khả năng phá hoại khác nhau, và thông tin này đ−ợc dùng để cải tiến cả thiết kế và thi công để đạt đ−ợc công trình vững chắc hơn. 1.2 - Các ph−ơng pháp thiết kế theo độ tin cậy 1.2.2. Ph−ơng pháp miền xác suất cho sức kháng vμ tải trọng Ph−ơng pháp này khác với hệ số an toàn chung ở chỗ ph−ơng pháp này xác định miền các giá trị có thể của tải trọng và sức kháng thay vì giá trị đơn nhất. Các miền này đ−ợc xác định dựa trên cở sở lý thuyết xác suất và số liệu thống kê đ−ợc thể hiện qua hàm mật độ (Xem hình vẽ) Diện tích = Xác suất phá hỏng μCμL Sức chịu tải M ật đ ộ xá c xu ất Tải trọng tác dụng Lực Hỡnh 1.1 Hàm mật độ cho tải trọng tác dụng và sức kháng Hàm mật độ mô tả xác xuất của tất cả các loại tải trọng khác nhau và sức kháng có thể của nền móng. Nh− vậy, điểm đỉnh của hàm mật độ là giá trị có xác suất xuất hiện cao nhất và độ rộng của hàm mật độ chỉ sự thay đổi hay độ không chắc chắn. Do đ−ờng cong bao gồm ttất cả các giá trị có thể nên diệm tích d−ới đ−ờng 5 Nguyễn Đức Hạnh – Bộ mụn Địa Kỹ thuật – Khoa Cụng Trỡnh - ĐHGTVT cong bằng 1 (xác suất 100%). Xác suất xuất hiện của tải trọng hoặc sức kháng trong một miền nào đó là diện tích phía d−ới đ−ờng cong trong miền đó. Các hàm mật độ này dựa vào các hàm mật độ khác. Ví dụ, hàm biểu diễn tải trọng tác dụng xuống móng nông phụ thuộc vào sự phân bố của các hàm tải trọng thành phần (tĩnh tải, hoạt tải, tải trọng gió, v.v..) và hàm biểu diễn sức kháng phụ thuộc vào sự phân bố của các hàm thể hiện sức kháng nh− sức kháng cắt, mực n−ớc ngầm, các kích th−ớc của công trình sau khi xây dựng v.v.. Việc đánh giá các thành phần và tổng hợp chúng theo ph−ơng pháp này vô cùng phức tạp và tốn thời gian. Ph−ơng pháp này định nghĩa phá hỏng khi tải trọng tác dụng lớn hơn sức chịu tải. Nh− vậy xác suất phá hỏng bằng diện tích phần gạch chéo ở hình trên. Ng−ời thiết kế so sánh xác suất phá hỏng xác định ở trên với xác suất phá hỏng yêu cầu theo quy trình để quyết định việc thiết kế đã phù hợp hay ch−a. Nếu cần thiết quá trình thiết kế phải sửa đổi và quá trình trên lại lặp lại. Ph−ơng pháp này có triển vọng phát triển, tuy nhiên nó yêu cầu số liệu thống kê phải đủ để định nghĩa các hàm mật độ. Ngoài ra, khi thiết kế nó còn yêu cầu ng−ời thiết kế phải có kiến thức sâu về xác suất thống kê. 1.2.2. Ph−ơng pháp bậc nhất của mô men cấp hai Ph−ơng pháp bậc nhất của mô men cấp hai là sự đơn giản hoá của ph−ơng pháp trên. Với ph−ơng pháp này, tải trọng tác dụng và sức kháng đ−ợc giả thiết là các biến số độc lập. Từ đó hệ số tin cậy đ−ợc xác định dựa vào các giá trị trung bình μ và độ lệch chuẩn σ. 2 2 C L C L μ μβ σ σ −= − (1.1) trong đó: β : chỉ số độ tin cậy (xem nh− chỉ số an toàn) μC: giá trị trung bình của sức kháng μL: giá trị trung bình của tải trọng σC: độ lệch chuẩn của sức kháng σL: độ lệch chuẩn của tải trọng 6 Nguyễn Đức Hạnh – Bộ mụn Địa Kỹ thuật – Khoa Cụng Trỡnh - ĐHGTVT Khi thiết kế với chỉ số tin cậy cao t−ơng ứng với xác suất phá hỏng thấp, do vậy việc thiết kế theo ph−ơng pháp này cần phải đạt đ−ợc chỉ số tin cậy tối thiểu. 1.2.3. Ph−ơng pháp thiết kế theo hệ số sức kháng vμ hệ số an toμn riêng Thiết kế theo hệ số sức kháng và hệ số an toàn riêng (Load and Resistance factor design – LRFD) là ph−ơng pháp thứ 3 sử dụng độ tin cậy trong nguyên lý thiết kế. Ph−ơng pháp này sử dụng các hệ số tải trọng (γi) nhân với tải trọng danh định (tiêu chuẩn) để có đ−ợc tải trọng có hệ số (có thể xem là tải trọng tính toán). Ngoài ra, để xét đến tính dẻo, độ siêu tĩnh và tầm quan trọng của công trình, tải trọng tác dụng đ−ợc nhân thêm hệ số (ηi) i i iQ Qη γ=∑ (1.2) Trong đó: Q = Tổ hợp tải trọng ηi = Hệ số điều chỉnh tải trọng: là hệ số liên quan đến tính dẻo, độ siêu tĩnh và tầm quan trọng của công trình. γi = Hệ số tải trọng đ−ợc xác định dựa vào lý thuyết thống kê. Là hệ số xét đến sự thay đổi của tải trọng, độ thiếu chính xác trong phân tích và khả năng xuất hiện các tải trọng khác nhau đồng thời. Qi = Lực thành phần. Với sức chịu tải LRFD sử dụng hệ số sức kháng Φ nhân với sức kháng danh định của công trình để có sức kháng tính toán. ΦRn = Rr Φ = Hệ số sức kháng đ−ợc xác định theo lý thuyết thống kê. Rn = Sức chịu tải danh định. Rr = Sức kháng tính toán: ΦRn. Khi thiết kế cần phải thoả mãn tiêu chuẩn sau: (1.3) i i i n rQ Q Rη γ= ≤ Φ∑ R= Những ng−ời xây dựng quy trình thiết kế theo LRFD chọn các hệ số tải trọng và hệ số sức kháng để tạo một khoảng lệch cần thiết giữa hàm mật độ của tải trọng 7 Nguyễn Đức Hạnh – Bộ mụn Địa Kỹ thuật – Khoa Cụng Trỡnh - ĐHGTVT và sức kháng để có đ−ợc một xác suất phá hỏng lớn nhất theo quy định (xem hình d−ới). RnΦ RnQγQ tác dụng Lực Tải trọng M ật đ ộ xá c xu ất Sức chịu tải μL μC Diện tích = Xác suất phá hỏng Hỡnh 1.2 Hàm mật độ cho tải trọng tác dụng và sức kháng theo ph−ơng pháp LRFD −u điểm chính của ph−ơng pháp LRFD là ng−ời thiết kế không cần phân tích về xác suất thông kê vì chúng đã đ−ợc ẩn ở trong hệ số sức kháng và hệ số tải trọng. Nh− vậy không giống nh− hai ph−ơng pháp thiết kế theo độ tin cậy nh− đã nêu trên, ph−ơng pháp LRFD t−ơng tự nh− ph−ơng pháp thiết kế theo tải trọng cho phép truyền thống. Về nguyên lý, thiết kế dựa trên độ tin cậy có thể đ−ợc dùng trong kiểm toán về c−ờng độ cũng nh− về độ lún. Tuy nhiên các cố gắng cho đến nay chỉ tập trung thiết kế theo độ tin cậy vào các yêu cầu về c−ờng độ, không có quy trình hay tiêu chuẩn nào dùng ph−ơng pháp LRFD cho kiểm toán lún. Việc kiểm toán lún vẫn dùng ph−ơng pháp không hệ số truyền thống. II- Kiểm toỏn móng nông 2.1 Sức chịu tải của móng nông 2.1.1. Sức chịu tải theo Terzaghi Nhiều ph−ơng pháp cân bằng giới hạn đ−ợc sử dụng để xác định sức chịu tải của móng nông, nh−ng kết quả của Terzaghi (1943) là đ−ợc áp dụng rộng rãi hơn cả. Ph−ơng pháp này sử dụng các giả thiết sau đây: • Độ sâu của móng nhỏ hơn bề rộng của móng (D≤B); 8 Nguyễn Đức Hạnh – Bộ mụn Địa Kỹ thuật – Khoa Cụng Trỡnh - ĐHGTVT • Đáy móng đủ nhám để không có sự tr−ợt giữa móng và đất; • Đất d−ới móng là đồng nhất, có thể xem là bán không gian vô hạn; • Sức kháng của đất đ−ợc xác định theo độ bền của Coulobm s = c’+σ’tan φ’ • Quá trình tr−ợt d−ới đáy móng theo dạng tr−ợt chung (xem hình d−ới) • Móng là rất cứng so với đất. • Đất nằm phía trên đáy móng xem nh− không có c−ờng độ và chỉ xem nh− tải trọng hông. • Tải trọng tác dụng là tải trọng nén và thẳng góc tại trọng tâm đáy móng. Terzaghi xem xét 3 vùng trong đất nền (xem hình vẽ). Vùng nêm ngay d−ới đáy móng di chuyển cùng với móng nh− 1 cố thể. Vùng tr−ợt quạt có dạng hàm loga, và cuối cùng là vùng tr−ợt ở trạng thái bị động phí ngoài cùng. Do không xét đến c−ờng độ của đất từ đáy móng trở lên mà chỉ thay thế nó bằng tải trọng hông, sức chịu tải theo Terzaghi là thiên về an toàn, hơn nữa nó chỉ giới hạn cho móng nông (D≤B). - Móng vuông: Mặt tr−ợt quạt Nêm đất Vùng bị động Tải trọng hông σ’ZD Mặt tr−ợt thấp nhất Hỡnh 1.3 Dạng phỏ hoại tổng quỏt theo Terzaghi 9 Nguyễn Đức Hạnh – Bộ mụn Địa Kỹ thuật – Khoa Cụng Trỡnh - ĐHGTVT Từ cơ sở trên Terzaghi đ−a ra sức chịu tải cho các loại móng nông nh− sau: qgiới hạn = 1.3c’Nc + qNq + 0.4γ’BNγ (1.4) - Móng băng: qgiới hạn = c’Nc + qNq + 0.5γ’BNγ (1.5) - Móng tròn: qgiới hạn = 1.3c’Nc + qNq + 0.3γ’BNγ (1.6) trong đó: qgiới hạn : sức chịu tải giới hạn. c’: lực dính đơn vị có hiệu cho đất d−ới đáy móng (Khi phân tích theo ứng suất tổng dùng c) φ’: góc nội ma sát có hiệu cho đất nền d−ới đáy móng (Khi phân tích theo ứng suất tổng dùng φ) q = σ’ZD: ứng suất hữu hiệu thẳng đứng tại độ sâu đáy móng. Nc, Nq, Nγ: các hệ số tải trọng. Công thức trên đ−ợc thể hiện d−ới dạng ứng suất có hiệu, tuy nhiên nó có thể đ−ợc xác định d−ới dạng ứng suất tổng khi đó thay c’ bằng c, φ’ bằng φ và σ’ bằng σ. Nếu phân tích ở điều kiện không thoát n−ớc có thể xem c = cu và φ = 0, khi đó Nc = 5.7, Nq=1.0 và Nγ=0. Các hệ số sức chịu tải của Terzaghi tính theo các công thức sau (khi φ≠0): (1.7) ( ) ( ) ( ) 20.75 ' tan ' 360 22cos 45 '/ 2q e N ϕπ ϕ ϕ −⎡ ⎤⎢ ⎥⎢ ⎥⎣ ⎦= + (1.8) ( ) 1 tan ' q c N N ϕ −= (1.9) ( ) 2 tan ' 1 2 cos ' pKN γγ ϕ ϕ ⎛ ⎞= −⎜ ⎟⎝ ⎠ Có thể dùng công thức đơn giản sau để thay thế cho công thức tính Nγ: 10 Nguyễn Đức Hạnh – Bộ mụn Địa Kỹ thuật – Khoa Cụng Trỡnh - ĐHGTVT (1.10) 2( 1) tan ' 1 0.4sin(4 ') qNNγ φ φ += + Các giá trị hệ số sức chịu tải phụ thuộc vào góc nội ma sát nh− ở hình d−ới. Hỡnh 1.4 Hệ số sức chịu tải phụ thuộc vào gúc nội ma sỏt 2.1.2. Sức chịu tải theo Vesic Vesic (1973, 1975) phát triển bài toán xác định sức chịu tải của Terzaghi cho các móng có hình dạng khác nhau và điều kiện chịu tải khác nhau. Vesic đ−a ra công thức xác định sức chịu tải có dạng nh− sau: qgiới hạn = c’Ncscdcicbcgc+qNqsqdqiqbqgq +0.5γ’BNγsγdγiγbγgγ (1.11) Trong đó: sc, sq, sγ : Hệ số kể đến hình dạng móng dc, dq, dγ : Hệ số kể đến độ sâu móng ic, iq, iγ : Hệ số kể đến độ nghiêng tải trọng bc, bq, bγ : H/s kể đến độ nghiêng đáy móng gc, gq, gγ : H/s kể đến độ nghiêng mặt đất trên móng 11 Nguyễn Đức Hạnh – Bộ mụn Địa Kỹ thuật – Khoa Cụng Trỡnh - ĐHGTVT Công thức trên viết d−ới dạng ứng suất có hiệu, tuy nhiên nó có thể áp dụng để xác định sức chịu tải theo ứng suất tổng. Trong tr−ờng hợp tính theo ứng suất tổng và không thoát n−ớc thì dùng c = cu và φ=0. Terzaghi chỉ xem xét cho tr−ờng hợp tải trọng đứng tác dụng lên móng có đáy móng nằm ngang, trong lúc đó Vesic xem xét các hệ số để tính đến các tr−ờng hợp chịu tải bất lợi khác (xem hình vẽ d−ới) α Dβ V P Hỡnh 1.5 Múng nụng gần mỏi dốc Hệ số xét đến hình dạng móng: 1 1 tan 1 0.4 q c c q NBs L N Bs L Bs Lγ 'φ ⎛ ⎞⎛ ⎞= + ⎜ ⎟⎜ ⎟⎝ ⎠⎝ ⎠ ⎛ ⎞= + ⎜ ⎟⎝ ⎠ ⎛ ⎞= − ⎜ ⎟⎝ ⎠ (1.12) Với móng băng, B/L xem nh− bằng 0 do vậy sc, sq, sγ bằng 1. Do vậy không cần xét đến hình dạng móng khi xem xét móng băng. Hệ số xét đến độ sâu chôn móng: Khi tính sức chịu tải theo Vesic không có điều kiện giới hạn về chiều sâu chôn móng, để xét đến ảnh h−ởng của độ sâu chôn móng đến sức chịu tải Vesic đ−a ra hệ số độ sâu chôn móng. 12 Nguyễn Đức Hạnh – Bộ mụn Địa Kỹ thuật – Khoa Cụng Trỡnh - ĐHGTVT 2 1 0.4 1 2 tan '(1 sin ') 1 c q d k d k dγ φ φ = + = + − = (1.13) Với móng t−ơng đối nông (D/B≤1), lấy k=D/B, với móng (D/B>1), lấy k=tan-1(D/B) theo radians. Hệ số xét đến độ nghiêng của tải trọng: 1 1 0 ' 1 ' tan ' 1 0' tan ' c c m q m mVi Ac N Vi AcP Vi AcP γ φ φ + = − ≥ ⎡ ⎤⎢ ⎥= − ≥⎢ ⎥⎢ ⎥+⎢ ⎥⎣ ⎦ ⎡ ⎤⎢ ⎥= − ≥⎢ ⎥⎢ ⎥+⎢ ⎥⎣ ⎦ 0 (1.14) Tr−ờng hợp tải trọng nghiêng theo h−ớng bề rộng móng: 2 / 1 / B Lm B L += + (1.15) Tr−ờng hợp tải trọng nghiêng theo h−ớng chiều dài móng: 2 / 1 / L Bm L B += + (1.16) Trong đó: V: tải trọng ngang P: tải trọng đứng A: diện tích đáy móng c’: lực díng đơn vị hữu hiệu (Khi phân tích theo ứng suất tổng dùng c) φ’: góc nội ma sát hữu hiệu (Khi phân tích theo ứng suất tổng dùng φ) B: bề rộng đáy móng L: chiều dài đáy móng Hệ số xét đến độ nghiêng của đáy móng: 13 Nguyễn Đức Hạnh – Bộ mụn Địa Kỹ thuật – Khoa Cụng Trỡnh - ĐHGTVT 0 2 0 1 147 tan '1 57 c q b b bγ α α φ = − ⎛ ⎞= = −⎜ ⎟⎝ ⎠ (1.17) Hệ số xét đến độ nghiêng của mặt đất: Khi móng nông nằm gần đỉnh mái dốc, móng sẽ có sức chịu tải nhỏ hơn khi móng nằm trên mặt đất bằng phẳng ( ) 0 2 1 147 1 tan c q g g gγ β β = − = = − (1.18) Hệ số sức chịu tải: Theo Vesic các hệ số sức chịu tải tính nh− sau: tan ' 2tan (45 '/ 2) 1 tan ' 5.14 2( 1) tan ' q q c c q N e N N N N N π φ γ φ φ φ = + −= = = + khi φ’>0, nếu φ’ = 0 thì: (1.19) 2.1.3. Sức chịu tải theo Brinch Hansen vμ Meyerhof Ngoài sức chịu tải theo Vesic ở trên, Brinch Hansen (1961, 1968) và Meyerhof (1963) cũng đ−a ra công thức xác định sức chịu tải t−ơng tự nh− Vesic nh−ng khác nhau ở hệ số về hình dạng móng, độ sâu móng, độ nghiêng của tải trọng và Nγ. Các hệ số theo hai tác giả này đ−ợc thống kê nh− sau: Sức chịu tải theo theo Meyerhof qgiới hạn = c’Ncscdcic+qNqsqdqiq +0.5γ’BNγsγdγiγ (1.20) trong đó: tan ' 2tan (45 '/ 2) 1 tan ' ( 1) tan(1.4 ') q q c q N e N N N N π φ γ φ φ φ = + −= = − (1.21) Các hệ số về hình dạng, độ sâu và độ nghiêng của tải trọng theo Meyerhof nh− sau: 14 Nguyễn Đức Hạnh – Bộ mụn Địa Kỹ thuật – Khoa Cụng Trỡnh - ĐHGTVT Trong đó θ là góc của tải trọng tác dụng và ph−ơng thẳng đứng. Kp là hệ số áp lực chủ động (Kp = tg 2 (45-φ’/2)) Hệ số Giá trị áp dụng cho Sức chịu tải theo theo Brinch Hansen (1970) Công thức chung: qgiới hạn = c’Ncscdcicbcgc+qNqsqdqiqbqgq +0.5γ’BNγsγdγiγbγgγ (1.22) Khi φ’=0 thì qgiới hạn = 5.14cu(1+sc’+dc’-ic’-bc’-gc’)+q (1.23) tan ' 2tan (45 '/ 2) 1 tan ' 1.5( 1) tan( ') q q c q N e N N N N π φ γ φ φ φ = + −= = − (1.24) Hệ số về hình dạng 1 0.2c p Bs K L = + Cho bất kỳ φ’ 1 0.1q p Bs s K Lγ = = + Cho φ’>10 Cho φ’=0 1qs sγ= = 1 0.2c Dd KP B = + Cho bất kỳ φ’ Hệ số về độ sâu móng 1 0.1q Dd d KP Bγ = = + Cho φ’>10 1qd dγ= = Cho φ’=0 2 1 'c q i i θφ ⎛ ⎞= = −⎜⎝ ⎠Hệ số về độ nghiêng ⎟ Cho bất kỳ φ’ 2 1 ' θ tải trọng iγ φ ⎛ ⎞= −⎜ ⎟⎝ ⎠ Cho φ’>0 i với θ > 0 và φ’=0 0γ = 15 Nguyễn Đức Hạnh – Bộ mụn Địa Kỹ thuật – Khoa Cụng Trỡnh - ĐHGTVT Các hệ số về hình dạng, độ sâu và độ nghiêng của tải trọng theo Brinch Hansen nh− sau: 1 0.4c Dd B = + khi D/B ≤ 1 ( )21 2 ' 1 sinq Dd tg Bφ φ= + − khi D/B ≤ 1 0.41cd Dtg B = + ⎛ ⎞⎜ ⎟⎝ ⎠ khi D/B > 1 ( )22 ' 1 sin '1q tgd Dtg B φ φ−= + khi D/B > 1 Trong các ph−ơng pháp trên, công thức của Terzaghi đ−ợc sử dụng rộng rãi do đ−ợc đề xuất đầu tiên và dễ sử dụng, công thức không cần các hệ số. Tuy nhiên công thức này chỉ thích hợp cho tr−ờng hợp tải trọng tác dụng đúng tâm. 2.1.4. Các dạng phá hoại của móng nông Khi Terzaghi phát triển công thức xác định sức chịu tải, tác giả chỉ tính cho tr−ờng hợp phá hoại tổng quát. Vesic (1973) tiến hành thí nghiệm cho móng tròn trên đất cát thấy rằng dạng phá hoại phụ thuộc vào độ chặt của đất và tỷ số D/B, với D là độ sâu của móng và B là bề rộng móng. Dạng phá hoại tổng quát th−ờng chỉ xảy ra cát ở trạng thái chặt (ID>0.67). Hỡnh 1.6 Cơ chế phỏ hoại tổng quỏt Khi đất rời ở trạng thái chặt vừa (0.3<ID<67) th−ờng xảy ra dạng phá cục bộ. 16 Nguyễn Đức Hạnh – Bộ mụn Địa Kỹ thuật – Khoa Cụng Trỡnh - ĐHGTVT Khi đất rời ở trạng thái rời rạc (ID<0.3) th−ờng xảy ra dạng phá xuyên xuống. Độ chặt ID D/B Xuyên xuống Cục bộ Tổng quát Hỡnh 1.7 Cơ chế phỏ hoại cục bộ Hỡnh 1.8 Cơ chế phỏ hoại xuyờn xuống Hỡnh 1.9 Cỏc dạng phỏ hoại phụ thuộc vào độ chặt của đất nền và độ sõu chụn múng Không có lời giải cho dạng phá hoại xuyên thủng hay cục bộ tuy nhiên với hai dạng này th−ờng đ−ợc kiểm toán theo hai cách: i) kiểm toán nh− thông th−ờng và khống chế độ lún của nền, khi khống chế lún xem nh− không cho phá hoại cục bộ hay xuyên xuống xảy ra; ii) triết giảm các chỉ số sức kháng cắt của đất, th−ờng lấy c’’=0.67c, φ’’=arctg(0.67tgφ). 17 Nguyễn Đức Hạnh – Bộ mụn Địa Kỹ thuật – Khoa Cụng Trỡnh - ĐHGTVT 2.1.5. ảnh h−ởng của mực n−ớc ngầm đến sức chịu tải Sự có mặt của mực n−ớc ngầm ảnh h−ởng đến sức chịu tải từ hai yếu tố: làm thay đổi áp lực n−ớc lỗ rỗng trong nền d−ới móng và làm giảm chỉ tiêu cơ lý của đất. Khi đất ngập n−ớc cần phải dùng trọng l−ợng riêng hữu hiệu γe dọc theo mặt tr−ợt để tính sức chịu tải. Thông th−ờng mực n−ớc ngầm đ−ợc chia ra 3 tr−ờng hợp điển hình sau: Biên d−ới của vùng ảnh h−ởng (1) (2) (3) Hỡnh 1.10 Cỏc trường hợp mực nước ngầm dưới đỏy múng Với tr−ờng hợp 1 (Dw≤D) γe = γđẩy nổi Với tr−ờng hợp 2 (D≤Dw≤D+B) γe = γ − γđẩy nổi{1-(DW-D)/B} Với tr−ờng hợp 3 (D+B≤Dw) (Quy trình 22TCN 272-05 xem n−ớc ngầm không ảnh h−ởng đến sức chịu tải móng nông khi D+1.5B≤Dw) γe = γi 2.2 Kiểm toán móng nông về cường độ và độ ổn định theo quy trình 22 TCN 272-05 2.2.1 Kiểm toỏn về cường độ Khi thiết kế móng nông theo 22 TCN 272 – 05 c−ờng độ đất nền đ−ợc kiểm toán theo công thức: Q = ΣηiγiQi ≤ ΦRn = Rr (1.25) 18 Nguyễn Đức Hạnh – Bộ mụn Địa Kỹ thuật – Khoa Cụng Trỡnh - ĐHGTVT Trong đó: Q = Tổ hợp tải trọng ηi = Hệ số điều chỉnh tải trọng: là hệ số liên quan đến tính dẻo, độ siêu tĩnh và tầm quan trọng của công trình (giá trị cụ thể tham khảo thêm 22TCN-272-05). γi = Hệ số tải trọng đ−ợc xác định dựa vào lý thuyết thống kê. Là hệ số xét đến sự thay đổi của tải trọng, độ thiếu chính xác trong phân tích và khả năng xuất hiện các tải trọng khác nhau đồng thời. Qi = Lực thành phần. Φ = Hệ số sức kháng đ−ợc xác định theo lý thuyết thống kê. Rn = Sức chịu tải danh định. Rr = Sức kháng tính toán: ΦRn. Quy trỡnh quy định sức khỏng đỡ danh định cú thể được xỏc định từ một trong cỏc phương phỏp phõn tớch cơ học đất đó được chấp thuận. Nếu cú khả năng nền bị phỏ hoại theo xuyờn xuống hay phỏ hoại cục bộ, khi kiểm toỏn nờn chiết giảm c và φ với hệ số chiết giảm là 0.67. Ngoài phương phỏp phõn tớch lý thuyết để xỏc định sức khỏng đỡ danh định, chỳng cũng cú thể được xỏc định bằng cỏc cụng thức kinh nghiệm từ cỏc thớ nghiệm xỏc định tớnh chất cơ lý của đất tại hiện trường. Sức khỏng danh định theo kết quả thớ nghiệm hiện trường được đề cập ở Chương 3. Trong quy trỡnh kiến nghị dựng dựng cụng thức của Meyerhof (1957) cú xột đến hỡnh dạng, độ sõu, độ nghiờng của múng và độ nghiờng của tải trọng như đó đề cập ở trờn. Trong quy trỡnh, cỏc hệ số xột đến cỏc yếu tố hỡnh dạng, độ sõu, độ nghiờng của múng v.v.. được tớch hợp với hệ số tải trọng (Nq, Nc, Nγ) thành hệ số tải trọng sửa đổi (Nqm, Ncm, Nγm). Cụ thể như sau: ♦ Đất sét bão hoμ Sức chịu tải danh định của đất sét bão hoà (MPa) đ−ợc xác định từ c−ờng độ kháng cắt không thoát n−ớc có thể lấy nh− sau: qult = c Ncm + gγ DfNqmì10-9 (1.26) Trong đó: c = Su = c−ờng độ kháng cắt không thoát n−ớc (MPa) 19 Nguyễn Đức Hạnh – Bộ mụn Địa Kỹ thuật – Khoa Cụng Trỡnh - ĐHGTVT Ncm, Nqm = các hệ số tải trọng sửa đổi là hàm của hình dạng đế móng, chiều sâu chôn móng, độ nén của đất và độ nghiêng của tải trọng. γ = dung trọng của đất sét (kg/m3) Df = chiều sâu chôn tính đến đáy móng (mm) Có thể tính các hệ số khả năng chịu tải Ncm và Nqm nh− sau: Đối với Df/B ≤ 2,5; B/L ≤ 1 và H/V ≤ 0,4 ( )[ ] ( )[ ] ( )[ ]VHLBBDNN fccm /3,11./2,01./2,01 −++= (1.27) Đối với Df /B> 2,5 và H/V ≤ 0,4 ( ) ( )1 0,2 / 1 1,3 /cm cN N B L H V= + −⎡ ⎤ ⎡⎣ ⎦ ⎣ ⎤⎦ (1.28) Nc = 5,0 dùng cho ph−ơng trình 2 trên nền đất t−ơng đối bằng = 7,5 dùng cho ph−ơng trình 3 trên nền đất t−ơng đối bằng = Ncq được tra theo toỏn đồ đối với móng trên hoặc liền kề mái dốc. Nqm = 1,0 cho đất sét bão hoà và nền đất t−ơng đối bằng = 0,0 cho móng trên hoặc liền kề mái đất dốc Trong đó: B = chiều rộng móng (mm) L = chiều dài móng (mm) V = thành phần lực đứng H = thành phần lực ngang Quy trỡnh cú xột đến trường hợp khi địa tầng chứa lớp đất thứ hai gần đỏy múng có các đặc tr−ng khác có ảnh h−ởng đến c−ờng độ chống cắt trong phạm vi một khoảng cách d−ới móng ít hơn HCRIT lỳc đú phải xác định khả năng chịu tải nền đất theo quy định cho nền đất có 2 lớp đất. Có thể lấy khoảng cách HCRIT nh− sau: ⎥⎦ ⎤⎢⎣ ⎡ + ⎥⎦ ⎤⎢⎣ ⎡ = L 12 ln3 2 1 B q qB HCRIT (1.29) Trong đó: 20 Nguyễn Đức Hạnh – Bộ mụn Địa Kỹ thuật – Khoa Cụng Trỡnh - ĐHGTVT q1 = khả năng chịu tải tới hạn của móng đ−ợc chống đỡ bởi lớp trên của hệ 2 lớp với giả thiết lớp trên có chiều dày vô hạn. (MPa) q2 = khả năng chịu tải tới hạn của móng ảo có cùng kích th−ớc và hình dạng nh− móng thực nh−ng đ−ợc tựa lên bề mặt của lớp thứ hai ( lớp d−ới) trong hệ hai lớp (MPa) B = bề rộng móng (mm) L = chiều dài móng (mm) Sức chịu tải danh định cho trường hợp múng đặt trờn nền cú hai lớp đất dớnh khụng thoỏt nước với bề dày lớp 1 nhỏ hơn Hcrit vẫn cú thể xỏc định theo Cụng thức () với cỏc thụng số được xỏc định như sau: c1 = c−ờng độ cắt không thoát n−ớc của lớp 1 (Hình 1.) (MPa) Ncm = Nm, là hệ số khả năng chịu tải theo quy định d−ới đây. Nqm = 1,0. Khi địa tầng nằm trên một lớp đất dính rắn hơn, có thể lấy Nm theo quy định của Hình 1.11. Khi địa tầng nằm trên một lớp dính mềm yếu hơn, có thể lấy Nm nh− sau: Nm = cccc m NsN ks 1 ≤⎟⎟⎠ ⎞ ⎜⎜⎝ ⎛ +β (1.30) Trong đó: ( )2sm H)LB2 BL +=β (1.31) k = c1/c2 c1 = c−ờng độ chịu cắt của lớp đất trên (MPa) c2 = c−ờng độ chịu cắt của lớp đất d−ới (MPa) HS2 = khoảng cách từ đáy móng đến đỉnh của lớp thứ hai (mm) sc = 1.0. Đối với các móng liên tục. = ⎥⎥⎦ ⎤ ⎢⎢⎣ ⎡+ c qm N N L B 1 dùng cho móng chữ nhật với L < 5B Trong đó: Nc = hệ số khả năng chịu tải xỏc định ở trờn Nqm = hệ số sức chịu tải đ−ợc xác định ở trên 21 Nguyễn Đức Hạnh – Bộ mụn Địa Kỹ thuật – Khoa Cụng Trỡnh - ĐHGTVT Khi nền đất dính hai lớp theo chế độ đặt tải thoát n−ớc thì phải xác định khả năng chịu tải danh định theo Ph−ơng trình 1.32. Lớp yếu Lớp cứng Lớp cứng Lớp yếu (dải) (vuông hoặc tròn) H ệ số k hả n ăn g ch ịu tả i đ ã đi ều c hỉ nh , Tỷ lệ c−ờng độ không thoát n−ớc Hỡnh 1.11 Trường hợp lớp đất thứ 2 nằm gần đỏy múng ' 1 ' 1 B H tanK L B 12 ' 1 ' 12ult cotcK 1 ecotc K 1 qq ' 1 ϕ⎟⎠ ⎞⎜⎝ ⎛−⎥⎦ ⎤⎢⎣ ⎡ ϕ⎟⎠ ⎞⎜⎝ ⎛+= ⎥⎦ ⎤⎢⎣ ⎡ ⎟⎠ ⎞⎜⎝ ⎛ϕ⎟⎠ ⎞⎜⎝ ⎛+ (1.32) trong đó: ' 1 2 ' f 2 sin1 sin1 K ϕ+ ϕ−= c1 = c−ờng độ chịu cắt không thoát n−ớc của lớp đất trên cùng (MPa) q2 = khả năng chịu tải cực hạn của móng ảo có cùng kích th−ớc và hình dạng của móng thực nh−ng tựa lên bề mặt của lớp thứ hai của nền có hai lớp (MPa) ' 1ϕ = góc nội ma sát hữu hiệu của lớp đất trên cùng (độ) 22 Nguyễn Đức Hạnh – Bộ mụn Địa Kỹ thuật – Khoa Cụng Trỡnh - ĐHGTVT ♦ Đất rời Sức chịu tải danh định của đất rời, nh− đất cát hoặc sỏi cuội (MPa) có thể lấy nh−: Qult = 0,5 gγ BCw1 x 10-9 + gmNγ γ Cw2 Df Nqm x 10-9 (1.33) Trong đó: Df = chiều sâu đế móng (mm) γ = dung trọng của đất cát hoặc sỏi cuội (kg/m3) B = chiều rộng đế móng (mm) CW1, CW2 = các hệ số lấy theo Bảng 1 nh− là hàm của DW DW = chiều sâu đến mực n−ớc tính từ mặt đất (mm) Nγm = hệ số sức kháng đỡ đ−ợc điều chỉnh Đối với các vị trí trung gian của mực n−ớc ngầm, các giá trị CW1 , CW2 có thể xác định bằng cách nội suy giữa các giá trị đ−ợc xác định trong Bảng 1.1 (Với Quy trình 22 TCN 272-05, mực n−ớc ngầm xem nh− không ảnh h−ởng đến sức chịu tải chỉ khi nó nằm sâu cách đáy móng một khoảng tối thiểu là 1,5B+Df). Dw Cw1 Cw2 0,0 0,5 0,5 Df 0,5 1,0 > 1,5B + Df 1,0 1,0 Bảng 1.1 Cỏc hệ số Cw1, Cw2 cho cỏc chiều sõu nước ngầm khỏc nhau Có thể lấy các hệ số khả năng chịu tải Nγm, và Nqm nh− sau: mNγ = (1.34) γγγγ icsN Nqm = Nqsqcqiqdq (1.35) Trong đó: Nqm = hệ số khả năng chịu tải theo quy định trong Bảng 1.2 đối với móng trên nền đất t−ơng đối bằng 23 Nguyễn Đức Hạnh – Bộ mụn Địa Kỹ thuật – Khoa Cụng Trỡnh - ĐHGTVT Nγ = lấy theo toán đồ (tham khảo toán đồ trong Quy trình) đối với móng trên nền dốc hay kề giáp nền dốc Nq = hệ số khả năng chịu tải theo quy định của Bảng 1.2 đối với nền đất t−ơng đối bằng = 0.0 đối với móng trên nền đất dốc hay kề giáp nền đất dốc sq , sγ = các hệ số hình dạng đ−ợc quy định trong các Bảng 1.3 và 1.4 t−ơng ứng cq , cγ = các hệ số ép lún của đất đ−ợc quy định trong Bảng 1.5 và 1.6 iq , iγ = các hệ số xét độ nghiêng của tải trọng đ−ợc quy định trong Bảng 1.7. dq = hệ số độ sâu đ−ợc quy định trong Bảng 1.8 Bảng 1.2 Các hệ số khả năng chịu tải Nγ và Nq đối với móng trên nền ấ Góc ma sát ( ϕf) ( độ ) Nγ Nq 28 17 15 30 22 18 32 30 23 34 41 29 36 58 38 38 78 49 40 110 64 42 155 85 44 225 115 46 330 160 24 Nguyễn Đức Hạnh – Bộ mụn Địa Kỹ thuật – Khoa Cụng Trỡnh - ĐHGTVT sq Góc ma sát (ϕf) (Độ) L/B = 1 L/B = 2 L/B = 5 L/B = 10 28 1,53 1,27 1,11 1,05 30 1,58 1,29 1,11 1,06 32 1,62 1,31 1,12 1,06 34 1,67 1,34 1,13 1,07 36 173 1,36 1,14 1,07 38 1,78 1,39 1,16 1,08 40 1,84 1,42 1,17 1,08 42 1,90 1,45 1,18 1,09 44 1,96 1,48 1,19 1,10 46 2,03 1,52 1,21 1,10 Bảng 1.3 Các hệ số hình dạng Sq cho móng trên đất không dính B/L sγ (dim) 1 0,60 2 0,80 5 0,92 10 0,96 Bảng 1.4 Hệ số hình dạng sγ cho móng trên đất không dính 25 Nguyễn Đức Hạnh – Bộ mụn Địa Kỹ thuật – Khoa Cụng Trỡnh - ĐHGTVT cγ = cq Độ chặt t−ơng đối Dr (%) Góc ma sát (ϕf) (Độ) q = 0,024 MPa q = 0,048 MPa q = 0,096 MPa q = 0,192 MPa 20 28 1,00 1,00 0,92 0,89 30 32 1,00 1,00 0,85 0,77 40 35 1,00 0,97 0,82 0,75 50 37 1,00 0,96 0,81 0,73 60 40 1,00 0,86 0,72 0,65 70 42 0,96 0,80 0,66 0,60 80 45 0,79 0,66 0,54 0,48 100 50 0,52 0,42 0,35 0,31 Bảng 1.5 Các hệ số ép lún của đất Cγ và Cq cho móng vuông trên đất không dính cγ = cq Độ chặt t−ơng đối Dr (%) Góc ma sát (ϕf) (Độ) q = 0,024 MPa q = 0,048 MPa q = 0,096 MPa q = 0,192 MPa 20 28 0,85 0,75 0,65 0,60 30 32 0,80 0,68 0,58 0,53 40 35 0,76 0,64 0,54 0,49 50 37 0,73 0,61 0,52 0,47 60 40 0,62 0,52 0,43 0,39 70 42 0,56 0,47 0,39 0,35 80 45 0,44 0,36 0,30 0,27 100 50 0,25 0,21 0,17 0,15 Bảng 1.6 Các hệ số ép lún của đất cγ và cq cho các móng băng trên đất không dính 26 Nguyễn Đức Hạnh – Bộ mụn Địa Kỹ thuật – Khoa Cụng Trỡnh - ĐHGTVT iγ iq H/V Băng L/B = 2 Vuông Băng L/B = 2 Vuông 0,0 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 0,10 0,73 0,76 0,77 0,81 0,84 0,85 0,15 0,61 0,65 0,67 0,72 0,76 0,78 0,20 0,51 0,55 0,57 0,64 0,69 0,72 0,25 0,42 0,46 0,49 0,56 0,62 0,65 0,30 0,34 0,39 0,41 0,49 0,55 0,59 0,35 0,27 0,32 0,34 0,42 0,49 0,52 0,40 0,22 0,26 0,26 0,36 0,43 0,46 0,45 0,17 0,20 0,22 0,30 0,37 0,41 0,50 0,13 0,16 0,18 0,25 0,31 0,35 0,55 0,09 0,12 0,14 0,20 0,26 0,30 0,60 0,06 0,09 0,10 0,16 0,22 0,25 0,65 0,04 0,06 0,07 0,12 0,17 0,21 0,07 0,03 0,04 0,05 0,09 0,13 0,16 Bảng 1.7 Các hệ số xét độ nghiêng của tải trọng iγ và iq cho các tải trọng nghiêng theo chiều bề rộng móng 27 Nguyễn Đức Hạnh – Bộ mụn Địa Kỹ thuật – Khoa Cụng Trỡnh - ĐHGTVT Góc ma sát ϕf Df/B (dim) dq (dim) 32 1 2 4 8 1,20 1,30 1,35 1,40 37 1 2 4 8 1,20 1,25 1,30 1,35 42 1 2 1,15 1,20 Bảng 1.8 Hệ số độ sâu dq cho loại đất không dính Khi sử dụng các bảng cần chú ý: Trong các Bảng 1.5 và 1.6, phải lấy q bằng ứng suất thẳng đứng ban đầu hữu hiệu tại độ sâu chôn móng, nghĩa là ứng suất thẳng đứng ở đáy móng tr−ớc khi đào, đ−ợc hiệu chỉnh đối với áp lực n−ớc. Trong các Bảng 1.7, phải lấy H và V là tải trọng nằm ngang và thẳng đứng ch−a nhân hệ số. Trong Bảng 1.8, phải lấy giá trị của dq trong tr−ờng hợp đất nằm trên đáy móng cũng tốt nh− đất d−ới đáy móng. Nếu đất yếu hơn, dùng dq = 1,0. Nếu khụng dựng bảng tra cú thể ỏp dụng cỏc cụng thức của Vesic (1973) để tớnh cỏc hệ số tải trọng. Hệ số ộp lỳn tớnh cú thể tớnh theo cụng thức: ( ) ( )103.07sin log 24.4 0.6 1 sin 1 rIB tg L qc c e ϕϕ ϕ γ ⎡ ⎤⎛ ⎞ ⎣ ⎦− + +⎜ ⎟ +⎝ ⎠= = ≤ (1.36) trong đú: 28 Nguyễn Đức Hạnh – Bộ mụn Địa Kỹ thuật – Khoa Cụng Trỡnh - ĐHGTVT 2 ar r PI D q = (1.37) với Dr là độ chặt tương đối tớnh theo phần trăm, Pa là ỏp suất khớ quyển lấy bằng 0.101 Mpa, q là ỏp lực địa tầng hữu hiệu tại đỏy múng. Lời giải lý thuyết để xỏc định sức chịu tải của múng nụng núi chung mới chỉ dừng lại với dạng phỏ hoại tổng quỏt, cũn cỏc yếu tố như phỏ hoại cục bộ, phỏ hoại xuyờn xuống, ảnh hưởng múng gần mỏi dốc, độ nghiờng của tải trọng được cỏc định chủ yếu dựa vào cỏc cụng thức bỏn thực nghiệm. 2.2.2 Kiểm toỏn về độ lệch tõm của tải trọng và kiểm toỏn về độ ổn định Độ lệch tâm của tải trọng đ−ợc tính theo: ∑ ∑= P M e xx (1.38) ∑ ∑= P M e yy (1.39) Các giá trị độ lệch tâm này phải không v−ợt quá 3/8 của các kích th−ớc B và L t−ơng ứng. Kiểm toán về phá hoại do tr−ợt Phá hoại do tr−ợt phải đ−ợc khảo sát cho những móng chịu tải trọng nghiêng và/ hoặc đ−ợc đặt trên mái dốc. Đối với những móng nằm trên đất sét, phải xem xét khả năng xuất hiện khoảng trống do co ngót giữa đất và móng. Phải xét đến khả năng chuyển vị t−ơng lai cuả đất phía tr−ớc móng nếu lực kháng bị động là một phần của sức kháng cắt cần thiết cho việc chống tr−ợt. Sức kháng tính toán chống lại phá hoại do tr−ợt, đo bằng N, có thể tính nh− sau: QR = ϕ Qn = ϕT QT + ϕep Qep (1.40) trong đó: ϕT = hệ số sức kháng cho sức kháng tr−ợt giữa đất và móng cho trong Bảng 1. QT = sức kháng tr−ợt danh định giữa đất và móng (N) ϕep = hệ số sức kháng cho sức kháng bị động cho trong Bảng 1. 29 Nguyễn Đức Hạnh – Bộ mụn Địa Kỹ thuật – Khoa Cụng Trỡnh - ĐHGTVT Qep = sức kháng bị động danh định của đất có trong suốt tuổi thọ thiết kế của kết cấu (N) Nếu nh− đất bên d−ới đế móng là đất rời thì: QT = V tan δ (1.41) Trong đó: tan δ = tan ϕf đối với bê tông đổ trên đất = 0,8 tan ϕf đối với đế móng bê tông đúc sẵn ϕf = góc nội ma sát của đất (độ) V = tổng các lực thẳng đứng (N) Đối với những đế móng đặt trên sét, sức kháng tr−ợt nhỏ nhất trong hai giỏ trị sau: + Lực dính của sét hoặc + Một nửa ứng suất pháp tuyến trên giao diện giữa móng và đất nh− trong Hình 1.12 cho các t−ờng chắn khi đế móng đ−ợc đặt trên ít nhất 150 mm vật liệu hạt đầm chặt. qs = sức kháng cắt đơn vị bằng Su hay 0,5 tựy giá trị nào nhỏ hơn 'vδ Su = c−ờng độ cắt không thoát n−ớc (MPa) = ứng suất thẳng đứng có hiệu 'vδ Bệ t−ờng Hình 1.12 Ph−ơng pháp −ớc tính sức kháng tr−ợt của các t−ờng trên đất sét 30 Nguyễn Đức Hạnh – Bộ mụn Địa Kỹ thuật – Khoa Cụng Trỡnh - ĐHGTVT Ph−ơng pháp / Đất / Điều kiện Hệ số sức kháng Cát - Ph−ơng pháp bán thực nghiệm dùng số liệu SPT - Ph−ơng pháp bán thực nghiệm dùng số liệu CPT - Ph−ơng pháp lý thuyết dùng ϕf −ớc tính từ số liệu SPT, dùng ϕf −ớc tính từ số liệu CPT 0,45 0,55 0,35 0,45 Khả năng chịu tải và áp lực bị động Sét - Ph−ơng pháp bán thực nghiệm dùng số liệu CPT - Ph−ơng pháp hợp lý dùng sức kháng cắt đo đ−ợc trong phòng thí nghiệm dùng sức kháng cắt đo đ−ợc trong thí nghiệm cắt cánh hiện tr−ờng dùng sức kháng cắt −ớc tính từ số liệu CPT 0,50 0,60 0,60 0,50 Đá - Ph−ơng pháp bán thực nghiệm, Carter và Kulhawy (1988) 0,60 Thí nghiệm bàn tải trọng 0,55 Bảng 1.9 Các hệ số sức kháng theo trạng thái giới c−ờng độ cho các móng nông 31 Nguyễn Đức Hạnh – Bộ mụn Địa Kỹ thuật – Khoa Cụng Trỡnh - ĐHGTVT Ph−ơng pháp / Đất / Điều kiện Hệ số sức kháng Bê tông đúc sẵn đặt trên cát dùng ϕf −ớc tính từ số liệu SPT dùng ϕf −ớc tính từ số liệu CPT 0,90 0,90 Tr−ợt trên đất sét đ−ợc khống chế bởi c−ờng độ của đất sét khi lực cắt của đất sét nhỏ hơn 0.5 lần ứng suất pháp, và đ−ợc khống chế bởi ứng suất pháp khi c−ờng độ kháng cắt của đất sét lớn hơn 0.5 lần ứng suất pháp, đ−ợc phát triển cho tr−ờng hợp trong đó có ít nhất 150mm lớp vật liệu hạt đầm chặt d−ới đáy móng) Đất sét (Khi sức kháng cắt nhỏ hơn 0.5 lần áp lực pháp tuyến) dùng sức kháng cắt đo đ−ợc trong phòng thí nghiệm dùng sức kháng cắt đo đ−ợc trong thí nghiệm hiện tr−ờng dùng sức kháng cắt −ớc tính từ số liệu CPT Đất sét (Khi sức kháng cắt lớn hơn 0.5 lần áp lực pháp tuyến) 0,85 0,85 0,80 0,85 ϕT Đất trên đất 1,0 Tr−ợt ϕep áp lực đất bị động thành phần của sức kháng tr−ợt. 0,50 ổn định chung Đánh giá ổn định tổng thể và sức kháng đối với dạng phá hoại sâu của các móng nông đặt trên hoặc gần s−ờn dốc khi các tính chất của đất hoặc đá và mực n−ớc ngầm dựa trên các thí nghiệm trong phòng hoặc hiện tr−ờng. 0,90 Bảng 1.10 Các hệ số sức kháng theo trạng thái giới ổn định cho các móng nông 32 Nguyễn Đức Hạnh – Bộ mụn Địa Kỹ thuật – Khoa Cụng Trỡnh - ĐHGTVT 2.3 Độ lún của móng nông 2.3.1 Độ lún trên nền đất dính Độ lún trờn nền đất dớnh bao gồm 3 thành phần: độ lún đàn hồi, độ lún cố kết và độ lún thứ cấp: St = Se + Sc + Ss (1.42) Trong đó: Se = Độ lún đàn hồi Sc = Độ lún cố kết Ss = Độ lún thứ cấp 2.3.1.1. Độ lỳn đàn hồi Độ lún đàn hồi có thể đ−ợc tính theo các công thức kinh nghiệm hoặc dựa theo lý thuyết đàn hồi. Độ lún của móng nông trên nền đất không dính có thể tính theo công thức sau: ( ) ⎥⎥⎦ ⎤ ⎢⎢⎣ ⎡= zsE β ν A-1q S 2 0 e (1.43) Trong đó: qo = áp lực lên đáy móng (MPa) A = Diện tích đáy móng (mm2) Es = Mô đun đàn hồi của đất lấy theo Bảng 1. thay cho kết quả thí nghiệm trong phòng βz = Hệ số xét đến ảnh h−ởng của hình dạng móng lấy theo Bảng 1.12 ν = Hệ số poisson lấy theo Bảng 1.11 thay cho thí nghiệm trong phòng. 33 Nguyễn Đức Hạnh – Bộ mụn Địa Kỹ thuật – Khoa Cụng Trỡnh - ĐHGTVT Phạm vi điển hình của các giá trị Dự tính Es theo N Hệ số Poisson, υ(dim) Loại đất Mô đun Young Es (MPa) Loại đất Es (MPa) Đất sét: Bùn,bùn cát, hỗn hợp ít dính. 0,4N1 Mềm yếu, 2,4 - 15 0,4 - 0,5 (không thoát n−ớc) Cát nhỏ đến trung và cát pha ít bùn . Nửa cứng đến cứng, 15 - 50 0,7N1 1,0N1 Cát thô và cát pha ít sỏi. Rất cứng 50 - 100 1,1N1 Sỏi pha cát và sỏi Hoàng thổ : 15 - 60 0,1 - 0,3 Sỏi pha cát và sỏi 1,1 N1 Bùn 2 - 20 0,3 - 0,35 −ớc tính Es theo Su Cát nhỏ: Rời xốp 7,5 - 10 Chặt vừa, Chặt 10 - 20 20 - 25 0,25 Cát: Sét mềm yếu. 400 Su - 1000 Su Rời xốp 10 - 25 0,20 - 0,25 1.500 Su - 2400 susét 1/2 cứng đến cứng Chặt vừa 25 - 50 3.000 Su - 4000 Su Sét rất cứng Chặt 50 - 75 0,30 - 0,40 Dự tính Es theo qc Sỏi: rời xốp 25 - 75 0,2- 0,35 Đất pha cát 4 qc Chặt vừa 75 - 100 Chặt 100 - 200 0,3- 0,40 Bảng 1.11 Các hằng số đàn hồi của các loại đất khác nhau theo Bộ Hải quân Hoa kỳ (1982) và Bowles (1988). 34 Nguyễn Đức Hạnh – Bộ mụn Địa Kỹ thuật – Khoa Cụng Trỡnh - ĐHGTVT Khi Es thay đổi khụng đáng kể theo độ sâu, Es đ−ợc xác định ở độ sâu khoảng 1/2 đến 2/3 bề rộng móng. Nếu Es thay đổi đáng kể theo độ sâu, Es có thể lấy giá trị trung bình có trọng số. Ký hiệu sau đây đ−ợc áp dụng theo Bảng 1.11: N = sức kháng theo xuyên tiêu chuẩn ( SPT) N1 = SPT đã đ−ợc hiệu chỉnh theo độ sâu Su = c−ờng độ chống cắt không thoát n−ớc (MPa) qc = sức kháng xuyên côn tĩnh ( MPa). Mềm, βZ βZ L/B (trung bình) Cứng Hình tròn 1,04 1,13 1 1,06 1,08 2 1,09 1,10 3 1,13 1,15 5 1,22 1,24 10 1.41 1.41 Bảng 1.12 Hệ số βz phụ thuộc vào hình dạng và độ cứng của móng 2.3.1.2. Độ lún cố kết vμ độ lún thứ cấp (lún từ biến) Thí nghiệm cố kết (oedometer test) th−ờng đ−ợc dùng để xác định các thông số cố kết của đất. Thí nghiệm cố kết đ−ợc thực hiện với mẫu đất không xáo động đ−ợc đặt trong vòng ứng biến với đ−ờng kính của vòng ứng biến từ 45 đến 115mm và mẫu có bề dày từ 20 đến 30mm. Thông th−ờng bề dày 20mm đ−ợc dùng để giảm thời gian thí nghiệm. Đ−ờng kính mẫu càng lớn sẽ có đ−ợc các thông số thí nghiệm càng chính xác do đ−ờng kính mẫu càng lớn thì độ xáo động 35 Nguyễn Đức Hạnh – Bộ mụn Địa Kỹ thuật – Khoa Cụng Trỡnh - ĐHGTVT t−ơng đối càng giảm. Tuy nhiên đ−ờng kính mẫu 64mm th−ờng đ−ợc dùng khi xét đến cả tính kinh tế và độ chính xác cần thiết trong trong tính toán. Do trong quá trình thí nghiệm mẫu đất không cho phép nở ngang nên các thông số nén lún một chiều đ−ợc tính ra từ kết quả thí nghiệm. Thí nghiệm cố kết đ−ợc tiến hành bằng cách tác dụng lên mẫu các cấp tải trọng và đo độ lún mẫu ở các khoảng thời gian quy định. Các thí nghiệm khác cũng đ−ợc tiến hành đối với mẫu để xác định tỷ trọng hạt và độ ẩm. Từ các kết quả này hệ số rỗng ở tại thời điểm ghi độ lún của mẫu cũng có thể xác định đ−ợc. Do áp lực n−ớc lỗ rỗng không đ−ợc đo trong quá trình thí nghiệm, độ cố kết của mẫu đ−ợc xác định dựa vào đ−ợc xác định dựa vào độ lún của mẫu. Terzaghi (1943) thiết lập ph−ơng trình vi phân cố kết thấm một chiều nh− sau: 2 2 z uc t u v ∂ ∂=∂ ∂ (1.44) Trong đó: u là áp lực n−ớc lỗ rỗng tại một điểm tại thời điểm t z là chiều cao của điểm đó k là hệ số thấm cv là hệ số cố kết đ−ợc tính theo công thức wo v a kc γ= ao là hệ số nén lún t−ơng đối γw là trọng l−ợng riêng của n−ớc Khi thiết lập ph−ơng trình vi phân cố kết trên Terzaghi sử dụng các giả thiết sau: • Lớp đất cố kết là nằm ngang, đồng nhất, chiều dày đồng nhất và chỉ cố kết theo ph−ơng đứng. • Lớp đất là hoàn toàn bão hoà. • Các hạt đất và n−ớc là không nén đ−ợc. • Định luật thấm Darcy có thể áp dụng cho dòng thấm. • Các hệ số thấm và các đặc tính nén lún của đất không thay đổi trong quá trình cố kết. • Tác dụng của áp lực là rải đều kín khắp. 36 Nguyễn Đức Hạnh – Bộ mụn Địa Kỹ thuật – Khoa Cụng Trỡnh - ĐHGTVT • Dòng thấm chỉ xuất hiện theo ph−ơng thẳng đứng. • Bất kỳ một sự thay đổi nào trong ứng suất có hiệu cũng gây ra sự thay đổi t−ơng ứng về độ rỗng và sự thay đổi này và các cấp ứng suất có hiệu là tuyến tính. Lời giải của ph−ơng trình trên cho kết quả độ cố kết là một hàm của hệ số cố kết cv, bề dày lớp đất h và thời gian t. ⎟⎠ ⎞⎜⎝ ⎛= 2h tcfQ v (1.45) Giá trị 2h tcv không có thứ nguyên và đ−ợc gọi là nhân tố thời gian Tv: 2h tcT vv = (1.46) Mối quan hệ giữa nhân tố thời gian và độ cố kết Q cho tr−ờng hợp cố kết đứng d−ới tác dụng của tải trọng rải đều kín khắp nh− Bảng 1.13. Độ cố kết Nhân tố thời gian Q% Tv 0 0 10 0.0077 20 0.031 30 0.071 40 0.126 50 0.197 60 0.286 70 0.403 80 0.567 90 0.848 95 1.129 100 Vô cùng Bảng 1.13 Giá trị của nhân tố thời gian theo độ cố kết cho tr−ờng hợp cố kết thẳng đứng 37 Nguyễn Đức Hạnh – Bộ mụn Địa Kỹ thuật – Khoa Cụng Trỡnh - ĐHGTVT Kết quả thí nghiệm độ lún – thời gian đ−ợc vẽ theo dạng bán logarit hoặc căn bậc hai thời gian có dạng nh− Hình 1.13 hoặc Hình 1.15. Độ lún của mẫu đất sét có thể đ−ợc chia ra 3 giai đoạn: • Độ lún ban đầu: Độ lún này xảy ra gần nh− tức thời với sự tác dụng của tải trọng và xảy ra tr−ớc khi quá trình thấm xảy ra. Độ lún này một phần do sự nén pha khí trong đất (mặc dầu đ−ợc giả thiết là bão hoà nh−ng trong thực tế không thể nào đạt đ−ợc độ bão hoà 100%), một phần do sự ép tiếp xúc tốt giữa mẫu và bản gia tải, một phần do biến dạng đàn hồi của đất. • Độ lún cố kết: Độ lún này xảy ra theo thời gian do quá trình tiêu tán áp lực n−ớc lỗ rỗng theo lý thuyết cố kết của Terzaghi. • Độ lún thứ cấp: Độ lún này tiếp tục xảy ra khi áp lực n−ớc lỗ rỗng do tải trọng tiêu tán hết (theo lý thuyết để tiêu tán hết áp lực n−ớc lỗ rỗng thời gian là ∞ nh−ng khi thí nghiệm nén mẫu có thể xem mẫu đạt đ−ợc độ cố kết 100% sau một khoảng thời gian phụ thuộc vào hệ số cố kết của đất). Cơ chế của độ lún thứ cấp là phức tạp nh−ng nó đ−ợc giả thiết là do sự di chuyển tiếp tục của các hạt do cấu trúc hạt đ−ợc định vị lại d−ới tác dụng của ứng suất có hiệu (Head K.H. 1981). Độ lún thứ cấp là độ lún không đ−ợc phục hồi khi dỡ tải tuy nhiên đối với đất bùn vẫn có dấu hiệu tr−ơng nở đối với giai đoạn lún thứ cấp khi dỡ tải (Head K.H. 1981). Trong nhiều ứng dụng chỉ có độ lún cố kết là đ−ợc xét đến khi tính lún. Với đất dính không có hàm l−ợng hữu cơ độ lún cố kết th−ờng lớn hơn nhiều độ lún thứ cấp. Tuy nhiên đối với đất bùn và đất chứa hàm l−ợng hữu cơ cao độ lún thứ cấp là quan trọng và xảy ra trong một thời gian dài. Giá trị của nó có thể lớn hơn độ lún cố kết. Độ lún cố kết và độ lún thứ cấp có thể đ−ợc xác định trên biểu đồ độ lún – log thời gian (ph−ơng pháp này đ−ợc kiến nghị bởi Casagrande vì thế nó còn đ−ợc gọi là ph−ơng pháp Casagrande). Theo ph−ơng pháp này cần phải xác định độ lún ứng với độ cố kết 0% và độ lún ứng với độ cố kết 100%. Độ lún ứng với độ cố kết 0% đ−ợc xác định nh− sau: 38 Nguyễn Đức Hạnh – Bộ mụn Địa Kỹ thuật – Khoa Cụng Trỡnh - ĐHGTVT Số đọc chuyển vị kế ban đầu ngay lúc gia tải ký hiệu là di (t =0) nh−ng giá trị t = 0 không thể thể hiện trên biểu đồ log hơn nữa giá trị đọc ban đầu ngay khi gia tải còn bao gồm cả độ lún của biến dạng tức thời và biến dạng của thiết bị. Do vậy để xác định độ lún ứng với độ cố kết 0% cần dựa vào đ−ờng cong cố kết lý thuyết. Một nửa đ−ờng cong cố kết lý thuyết theo công thức ( )vTfQ = từ 0% đến 52.6% có thể đ−ợc thể hiện rất gần với ph−ơng trình: ⎟⎠ ⎞⎜⎝ ⎛= π vTQ 2 (1.47) 2 4 QTv π= (1.48) Nếu lấy hai giá trị cố kết là Q1 và Q2 = 2Q1 ta có: 2 11 4 QTv π= (1.49) ( 212 44 QTv )π= (1.50) Do vậy ta có thời gian để đạt đ−ợc độ cố kết Q1 là t1 thì thời gian để đạt đ−ợc độ cố kết Q2 là 4t1. Dựa vào kết quả này độ lún tại Q = 0% đ−ợc xác định nh− trên Hình 1.13. Lấy điểm Q có thời gian là t1 (ví dụ t1 = 2 phút), lấy điểm P có thời gian là 4t1 (ví dụ 8 phút), xác định khoảng cách QP’, lấy đối xứng P’’ của P’ qua Q, từ đó xác định đ−ợc trục ứng với độ cố kết 0%. Biến dạng của thiết bị ứng với cấp tải phải đ−ợc xác định từ hiệu chỉnh thiết bị (Head K.H. 1981). Độ lún ứng với độ cố kết 100% đ−ợc xác định nh− sau: Tại điểm đổi dốc và là điểm dốc nhất trên đ−ờng cong (xảy ra ở độ cố kết khoảng 75%) kẻ đ−ờng tiếp xúc với đ−ờng cong cố kết nó cắt đ−ờng lún thứ cấp kéo dài tại điểm xem nh− có độ lún ứng với độ cố kết 100%. Hệ số cố kết cv có thể xác định đ−ợc từ kết quả thí nghiệm. Sau khi xác định đ−ợc độ cố kết 100% nh− trên, độ cố kết 50% có thể đ−ợc xác định đó là điểm có độ lún bằng 1/2 độ lún cố kết 100%. Với độ cố kết là 50% ta có giá trị của nhân tố thời gian là Tv = 0.197, với các giá trị nh− chiều cao mẫu H (chú ý dùng một nửa chiều cao do thoát n−ớc theo hai chiều) đã biết, thời gian cần thiết để đạt đ−ợc 39 Nguyễn Đức Hạnh – Bộ mụn Địa Kỹ thuật – Khoa Cụng Trỡnh - ĐHGTVT độ cố kết là 50% đ−ợc xác định trực tiếp từ đ−ờng cong, hệ số cố kết cv đ−ợc xác định theo công thức: t HTc vv 2 = (1.51) dc id 0d Thời gian (log) t Đ ộ lú n Đ ộ cố k ết t h eo lý th uy ết Q % 100% 0% Độ lún thứ cấp Biến dạng của thiết bị Độ lún ban đầu Đ ộ lú n cố k ết 50% P Q t1 14t 2Q1 P' P'' Hình 1.13 Kết quả của thí nghiệm biểu diễn theo ph−ơng pháp Casagrande 0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1 1.1 1.2 1.3 0.1 1 10 100 1000 10000 Log thời gian (phút) Đ ộ lú n củ a m ẫu ( m m ) Q100 ΔS = 1.08mm Q50 ΔS = 0.54mm t50 = 4.8phút Cố kết thứ cấpCố kết thấm t100 = 100phút Nhân tố thời gian T khi độ cố kết đạt 50% cho sơ đồ phân bố tải trọng chữ nhật là T50 = 0.197. Do vậy độ cố kết cv là: cv = (TiH 2)/ti cv = (0.197)(0.02/2) 2/(4.8) =4.1x10-6m2/phút Giả thiết chiều cao mẫu là H = 20mm t = 30phút ΔHs =0.07mm Hệ số cố kết thứ cấp: cα = [ΔHs/H]/[log(t2/t1)] cα = [0.07/20]/[log(1000/30)] cα = 2.3x10 -3 Hình 1.14 Ví dụ theo ph−ơng pháp Casagrande 40 Nguyễn Đức Hạnh – Bộ mụn Địa Kỹ thuật – Khoa Cụng Trỡnh - ĐHGTVT Ngoài ph−ơng pháp trên, Taylor (1942) đề xuất ph−ơng pháp căn bậc hai thời gian (Hình 1.15) Nửa thứ nhất của đ−ờng cong thí nghiệm có quan hệ tuyến tính giống nh− đ−ờng lý thuyết: vv TTQ 128.1 2 ≈= π (1.52) Ngoại trừ đoạn ban đầu do độ lún ban đầu của mẫu nh− đã đề cập ở trên. Để xác định độ lún ứng với độ cố kết 0% ta kéo dài đoạn đ−ờng thẳng (Hình1.15) gặp trục tung ở O là điểm ứng với độ cố kết 0%. Để xác định điểm có độ lún cố kết 100% ta làm nh− sau: Ph−ơng trình vTQ 128.1≈ cho độ cố kết bằng 90% ở: 798.0 128.1 9.0 ==vT Theo lý thuyết khi độ cố kết đạt 90% ta có Tv = 0.848 hay 921.0=vT do vậy 15.1 798.0 921.0 == FC FB Từ đó để xác định điểm C ta lấy 1 điểm D trên đ−ờng vTQ 128.1= và xác định điểm E bằng cách lấy AE = 1.15AD, nối OE và kéo dài cắt đ−ờng cong cố kết ta đ−ợc điểm có độ cố kết là 90%. Khi có đ−ợc điểm có độ cố kết 90% ta xác định đ−ợc điểm có độ cố kết 100%. dc id 0d Căn bậc hai thời gian Đ ộ lú n Đ ộ cố k ế t th eo lý th uy ết Q % 100% 0% Độ lún thứ cấp Biến dạng của thiết bị Độ lún ban đầu Đ ộ lú n cố k ết 50% A O B C 90% D E t 50 90t AE=1.15AD F Hình 1.15 Kết quả của thí nghiệm biểu diễn theo ph−ơng pháp Taylor 41 Nguyễn Đức Hạnh – Bộ mụn Địa Kỹ thuật – Khoa Cụng Trỡnh - ĐHGTVT Thông th−ờng ph−ơng pháp log thời gian đ−ợc sử dụng nh−ng với một số tr−ờng hợp khi khó xác địng do ph−ơng pháp căn bậc hai thời gian đ−ợc sử dụng. Xác định độ cố kết 100% theo ph−ơng pháp căn bậc hai không đ−ợc chính xác do nó đ−ợc xác định là điểm cắt của một cung và một đ−ờng thẳng mà chúng tạo với nhau một góc rất hẹp do vậy định vị chính xác điểm cắt t−ơng đối khó. Thí nghiệm nén lún còn cho các thông số về khả năng chịu nén của đất đó là: • Hệ số nén, a. • Hệ số nén thể tích, mv. • Chỉ số nén, Cc. • Chỉ số nén lại Cr. Hệ số nén a cho mỗi cấp áp lực từ p1 đến p2 đ−ợc định nghĩa nh− sau: 12 12 pp eea − −−= (m2/kN) (1.53) Với e1 là hệ số rỗng ứng với cấp tải p1 và e2 là hệ số rỗng ứng với cấp tải p2. Hệ số nén thể tích mv chỉ độ lún của một đơn vị chiều dày mẫu đất và đ−ợc định nghĩa theo công thức: 11 e a m vv += (1.54) Một số giá trị đặc tr−ng của mv cho một số loại đất nh− ở trong Bảng sau. Khả năng Hệ số nén lún nén lún thể tích Loại đất . Rất cao Cao hơn 1.5m2/MN Đất trầm tích sét có hàm l−ợng hữu cơ cao và đất bùn Cao 0.3-1.5 Đất sét trầm tích cố kết thông th−ờng Trung bình 0.1-0.3 Đất sét băng tích Thấp 0.05-0.1 Đất sét cứng Rất thấp Nhỏ hơn 0.05 Đất sét quá cố kết nặng 42 Nguyễn Đức Hạnh – Bộ mụn Địa Kỹ thuật – Khoa Cụng Trỡnh - ĐHGTVT Chỉ số nén Cc vμ chỉ số nén lại Cr: Vẽ biểu đồ quan hệ giữa hệ số rỗng e và log(p) nh− Hình 1.16. Hệ số rỗng e đ−ợc xác định dựa vào các thông số ban đầu của mẫu và độ lún của mẫu d−ới mỗi cấp áp lực ứng với độ cố kết 100%. Trên đ−ờng cong nén lún ta thấy bao gồm 2 phần chính. Phần đầu ít dốc gọi là phần nén lại và phần sau dốc nhiều hơn gọi là phần nén nguyên sơ. Sở dĩ gọi là phần nén lại vì trong phần này áp lực nén còn nhỏ hơn áp lực địa tầng mà đất đã đ−ợc cố kết đầy đủ với nó trong lịch sử, khi v−ợt quá áp lực này đất ch−a bao giờ chịu trong lịch sử nên đ−ờng nén lún tiếp theo gọi là nguyên sơ hay đầu tiên. áp lực địa tầng đất đã cố kết trong lịch sử gọi là áp lực tiền cố kết đ−ợc ký hiệu là pc, trong quy trỡnh 22 TCN 272 – 05 được ký hiệu là σp’. e log(p) p c e o 1 Cc C 1 r Hình 1.16 Xác định áp lực tiền cố kết Giá trị áp lực tiền cố kết pc đ−ợc xác định nh− sau: 1/ Từ điểm cong nhất trên đ−ờng cong kẻ đ−ờng thẳng song song với trục áp lực và đ−ờng tiếp xúc với đ−ờng cong; 2/ Kẻ đ−ờng phân giác của hai đ−ờng vừa kẻ; 3/ Xác định điểm giao cắt của đ−ờng nén nguyên sơ kéo dài với đ−ờng phân giác và hoành độ của điểm này là áp lực pc. 43 Nguyễn Đức Hạnh – Bộ mụn Địa Kỹ thuật – Khoa Cụng Trỡnh - ĐHGTVT Độ dốc của đ−ờng nén lại và đ−ờng nén nguyên sơ cho ta chỉ số nén lại và chỉ số nén theo các công thức sau: 1 2 21 log p p eeCr −= (với p2 < pc) (1.55) 1 2 21 log p p eeCc −= (với p1 > pc) (1.56) Kết quả thí nghiệm cho thấy rằng mẫu hoàn toàn xáo động có đ−ờng cong nằm d−ới đ−ờng cong của mẫu không xáo động nh− thể hiện trên Hình 1.17 Schmertmann (1955) đề xuất ph−ơng pháp hiệu chỉnh để xác định hệ số cr nh− trên Hình 1.17 Các b−ớc tiến hành nh− sau: 1. Kéo dài phần đ−ờng nén ép lên gặp đ−ờng có hoành độ là áp lực tiền cố kết. 2. Nối điểm có áp lực địa tầng hiện tại với điểm vừa xác định, độ dốc của đ−ờng vừa nối là hệ số cr hiệu chỉnh. op = áp lực địa Đ−ờng nở Đ−ờng nén lại Xáo động Không xáo động tầng hiện tại cố kết p = áp lực tiền c Đ−ờng hiệu chỉnh e log(p) p c e o Cc Cr =(0.4+0.05)eo- Hình 1.17 Hiệu chỉnh hệ số nén lại 44 Nguyễn Đức Hạnh – Bộ mụn Địa Kỹ thuật – Khoa Cụng Trỡnh - ĐHGTVT Độ lún cố kết của móng trên nền đất dính bão hoà hoặc gần bão hoà đ−ợc tính nh− sau: Đối với đất quá cố kết ban đầu ( nghĩa là σ′p > σ′o ) ( ) ' ' σ σ σ σ ⎡ ⎤⎛ ⎞⎡ ⎤= +⎢⎜⎢ ⎥ ⎜+ ⎢ ⎥⎣ ⎦ ⎝ ⎠⎣ ⎦ C ' p f S r c' o o H S C log C lo 1 e ⎥⎟⎟ p g (1.57) Đối với đất cố kết thông th−ờng ban đầu ( nghĩa là σp = σ′o) ( ) ' σ σ ⎡ ⎤⎛ ⎞⎡ ⎤= ⎢⎜⎢ ⎥ ⎜+ ⎢ ⎥⎣ ⎦ ⎝ ⎠⎣ ⎦ C S ' f c o p H S C lo 1 e ⎥⎟⎟g (1.58) Đối với đất ch−a cố kết hoàn toàn ban đầu (nghĩa là σ′p < σ′o) ( ) ⎥⎥⎦ ⎤ ⎢⎢⎣ ⎡ ⎟⎟ ⎟ ⎠ ⎞ ⎜⎜ ⎜ ⎝ ⎛ ⎥⎦ ⎤⎢⎣ ⎡ += ' pc ' f c o c c σ σ logC e1 H S (1.59) Trong đó: Hc = chiều cao của lớp đất chịu nén (mm) e0 = hệ số rỗng tại ứng suất thẳng đứng hữu hiệu ban đầu Cr = chỉ số nén ép lại Cc = chỉ số nén ép σ'p = ứng suất thẳng đứng hữu hiệu lớn nhất đã tồn tại trong đất tại điểm giữa của tầng chịu nén (MPa) σ'o = ứng suất thẳng đứng hữu hiệu cuối cùng tại điểm giữa tầng chịu nén do áp lực địa tầng hiện tại (MPa). σ'f = ứng suất thẳng đứng hữu hiệu cuối cùng trong đất tại điểm giữa của tầng chịu nén (MPa) σ'pc = ứng suất hữu hiệu thẳng đứng hiện có trong đất tại điểm giữa của tầng chịu nén không bao gồm ứng suất tăng thêm do tải trọng tính lún (MPa) Nếu bề rộng móng t−ơng đối nhỏ so với chiều dày của lớp đất bị ép, thì phải xét sự khác nhau giữa bài toán nén một chiều và bài toán không gian bằng hệ số hiệu chỉnh. Sc (3 - D) = μcSc(1-D) (1.60) 45 Nguyễn Đức Hạnh – Bộ mụn Địa Kỹ thuật – Khoa Cụng Trỡnh - ĐHGTVT Trong đó: μc = hệ số chiết giảm lấy theo Hình 1.18 Sc(1-D) = độ lún cố kết một chiều (mm) Có thể tính độ lún thứ cấp của móng trong đất dính nh− sau: ⎟⎟⎠ ⎞ ⎜⎜⎝ ⎛= 1 2log t tHCS CS α (1.61) Trong đó: t1 = thời điểm lúc bắt đầu có lún thứ cấp, nghĩa là điển hình ở thời điểm t−ơng đ−ơng với 90 phần trăm của độ cố kết trung bình (Năm) t2 = thời gian tuỳ ý có thể biểu thị thời kỳ sử dụng của kết cấu (Năm) Cα= hệ số −ớc tính từ các kết quả thí nghiệm cố kết trong phòng của các mẫu đất nguyên dạng. 2.3.1 Độ lún trên nền đất rời và nền đỏ Đối với nền đất rời chỉ cần tớnh độ lỳn tức thời theo Cụng thức (1.43). Đối với các móng trên nền đá đủ chắc (đá đủ chắc đ−ợc định nghĩa nh− là một khối đá với các vết nứt không rộng hơn 3.2 mm) nói chung, có thể giả thiết độ lún đàn hồi ít hơn 15mm. Khi xét thấy độ lún đàn hồi có đại l−ợng nh− vậy là không thể chấp nhận đ−ợc hay đá không đủ chắc thì phải phân tích lún trên cơ sở các đặc tính của khối đá. Khi đá bị vỡ hay nứt thành mảng và không Hệ số quá cố kết, // / op σσ H ệ số c h iế t g iả m , μ c Sét Hình 1.18 Hệ số chiết giảm có xét đến ảnh h−ởng của độ lún cố kết ba chiều 46 Nguyễn Đức Hạnh – Bộ mụn Địa Kỹ thuật – Khoa Cụng Trỡnh - ĐHGTVT Độ lún đàn hồi của móng trên đá bị vỡ hay nứt thành mảng độ lún đ−ợc xác định theo công thức của lý thuyết đàn hồi nh− sau: ♦ Đối với móng tròn ( hay vuông): ( ) m p E rI vq 20 1−=ρ (1.62) Trong đó: ( ) z p β π=Ι (1.63) ♦ Đối với móng chữ nhật ( ) m p E BI vq 20 1−=ρ (1.64) Trong đó: z 2/1 p B L I β ⎟⎠ ⎞⎜⎝ ⎛ = (1.65) Trong đó: qo = ứng suất thẳng đứng ở đáy của diện tích chịu tải (MPa) v = hệ số Poisson. r = bán kính của móng tròn hay 2 B của móng vuông (mm). Ip = hệ số ảnh h−ởng xét đến độ cứng và kích th−ớc của móng. Em = mô đun của nền đá (MPa). βz = hệ số xét đến hình dạng và độ cứng của móng Đối với các móng cứng có thể tính các gía trị Ip bằng cách dùng giá trị βz cho trong Bảng 1.12.. Nếu không có các kết quả thí nghiệm trong phòng thì hệ số Poisson v đối với các loại đá điển hình có thể lấy theo quy định trong Bảng 1.14. Khi xác định môđun nền đá Em, cần dựa trên kết quả của thí nghiệm trong phòng và tại hiện tr−ờng. Nếu không có, có thể −ớc tính các giá trị của Em bằng cách nhân mô đun Eo của đá nguyên dạng lấy từ kết quả thí nghiệm 47 Nguyễn Đức Hạnh – Bộ mụn Địa Kỹ thuật – Khoa Cụng Trỡnh - ĐHGTVT nén một trục với một hệ số chiết giảm αE có xét đến tần số xuất hiện tính chất đứt quãng, biểu thị qua chỉ số xác định chất l−ợng đá (RQD) với quan hệ sau (Gardner 1987): Em= αEEo (1.66) Trong đó: αE = 0,0231(RQD) – 1,32 ≥ 0,15 (1.67) Khi thiết kế sơ bộ hay không thể có số liệu thí nghiệm tại hiện tr−ờng cụ thể, có thể sử dụng các giá trị −ớc tính của Eo theo Bảng 1.15. Khi phân tích sơ bộ hay thiết kế cuối cùng mà không có các kết quả thí nghiệm hiện tr−ờng, cần dùng giá trị αE = 0,15 để tính Em Hệ số Poisson υ Loại đá Số các Số các loại đá Lớn nhất Nhỏ nhất Trung bình Độ lệch tiêu chuẩn giá trị Granit 22 22 0,39 0,09 0,20 0,08 Gabro 3 3 0,20 0,16 0,18 0,02 Diaba 6 6 0,38 0,20 0,29 0,06 Bazan 11 11 0,32 0,16 0,23 0,05 Thạch anh 6 6 0,22 0,08 0,14 0,05 Đá mác nơ 5 5 0,40 0,17 0,28 0,08 Gơ nai 11 11 0,40 0,09 0,22 0,09 Đá xít 12 11 0,31 0,02 0,12 0,08 Cát kết 12 9 0,46 0,08 0,20 0,11 Bột kết 3 3 0,23 0,09 0,18 0,06 Phiến thạch 3 3 0,18 0,03 0,09 0,06 Đá vôi 19 19 0,33 0,12 0,23 0,06 Đolomit 5 5 0,35 0,14 0,29 0,08 Bảng 1.14 Tổng hợp hệ số Poisson đối với đá nguyên dạng đ−ợc điều chỉnh theo KULHAWY 48 Nguyễn Đức Hạnh – Bộ mụn Địa Kỹ thuật – Khoa Cụng Trỡnh - ĐHGTVT Mô đun đàn hồi E0 (MPa x 103) Loại đá Số các giá trị Số các loại đá Lớn nhất Nhỏ nhất Trung bình Độ lệch tiêu chuẩn Granit 26 26 100 6,41 52,7 3,55 Diorit 3 3 112 17,1 51,4 6,19 Gabro 3 3 84,1 67,6 75,8 0,97 Diaba 7 7 104 69,0 88,3 1,78 Bazan 12 12 84,1 29,0 56,1 2,60 Thạch anh 7 7 88,3 36,5 66,1 2,32 Đá mác nơ 14 13 73,8 4,00 42,6 2,49 Gơ nai 13 13 82,1 28,5 61,1 2,31 Đá phiến 11 2 26,1 2,41 9,58 0,96 Đá xít 13 12 69,0 5,93 34,3 3,18 Filit 3 3 17,3 8,62 11,8 0,57 Cát kết 27 19 39,2 0,62 14,7 1,19 Bột kết 5 5 32,8 2,62 16,5 1,65 Phiến thạch 30 14 38,6 0,007 9,79 1,45 Đá vôi 30 30 89,6 4,48 39,3 3,73 Đolomit 17 16 78,6 5,72 29,1 3,44 Bảng 1.15 Tổng hợp mô đun đàn hồi đối với đá nguyên dạng đ−ợc điều chỉnh theo KULHAWY 49 Nguyễn Đức Hạnh – Bộ mụn Địa Kỹ thuật – Khoa Cụng Trỡnh - ĐHGTVT 50 Đại l−ợng đo độ lún cố kết và lún thứ cấp trong nền đá đ−ợc gắn kết bằng vật liệu dính yếu hay vật liệu khác có các đặc tr−ng lún phụ thuộc thời gian, có thể đ−ợc ứơc tính bằng cách áp dụng các ph−ơng pháp trình bày ở trên.