Bài giảng Tính toán nền móng theo kết quả thí nghiệm hiện trường

Nguyễn Đức Hạnh – Bộ mụn Địa Kỹ thuật – Khoa Cụng Trỡnh - ĐHGTVT Ch−ơng IV TíNH TOáN NềN MóNG THEO KếT QUả THí NGHIệM HIệN TRƯờNG 1 Tính toán theo kết quả thí nghiệm xuyên tĩnh (Static cone penetration test - CPT) Thí nghiệm xuyên tĩnh là ấn vào trong đất một đầu xuyên cùng với hệ thống cần xuyên bằng lực tĩnh với vận tốc ấn không đổi (từ 15-25mm/s), để xác định sức kháng xuyên của đất. Đầu xuyên có diện tích là 1000mm2, góc ở đỉnh là 60o và đ−ờng kính là 35.6mm (Hình 4.1). Trong quá trình xuyên sức kháng ma sát của đất đ−ợc đo độc lập với sức kháng mũi xuyên bằng áo ma sát có đ−ờng kính ngoài 35.6mm với diện tính của áo đo ma sát là 150cm2. Hiện nay một số côn đ−ợc trang bị thiết bị đo áp lực n−ớc lỗ rỗng trong quá trình xuyên (piezocne). Thí nghiệm xuyên tĩnh đ−ợc dùng cho đất dính và đất rời có hàm l−ợng các hạt >10 mm <25% (TCXDVN 174-1989). 1. Đầu xuyên; 2: Hộp tải đo sức kháng mũi; 3: Senser đo biến dạng để xác định sức kháng ma sát; 4: áo ma sát; 5: Vòng điều chỉnh; 6: Vòng thép; 7: Dây cáp đo tín hiệu; 8: Phần nối với cần khoan. Hình 4.1 Cấu tạo xuyên. Phân tích tính chất cơ lý của đất từ kết quả thí nghiệm xuyên tĩnh chủ yếu dựa vào các công thức kinh nghiệm. Các loại đất khác nhau đ−ợc nhận biết dựa vào mối quan hệ giữa sức kháng mũi xuyên (cone resistance), qc, tỷ số sức kháng (friction ratio) (Rƒ) theo nh− 113 Nguyễn Đức Hạnh – Bộ mụn Địa Kỹ thuật – Khoa Cụng Trỡnh - ĐHGTVT Hình 4.2 (Robertson và Campanella, 1983). Tỷ số sức kháng đ−ợc định nghĩa là tỷ số giữa ma sát thành đơn vị, ƒc, và sức kháng mũi xuyên (Rƒ = ƒc:qc). Peat: Bùn Clay: Đất sét Clayey silt: Bụi sét Silt: Đất bụi Sandy silt: Bụi cát Silty sand: Cát bụi Sand: Cát Hình 4.2 Phân loại đất dựa vào kết quả thí nghiệm xuyên (theo Robertson và Campanella, 1983) Trên Hình 4.3 góc nội ma sát của đất cát quartz rời đ−ợc xác định dựa vào sức kháng mũi xuyên và áp lực đứng hữu hiệu, σ'vo (vertical effective stress) (Durgunoglu và Mitchell, 1975). Hình 4.3 Quan hệ giữa qc và góc nội ma sát của đất cát rời (theo Durgunoglu và Mitchell, 1975) 114 Nguyễn Đức Hạnh – Bộ mụn Địa Kỹ thuật – Khoa Cụng Trỡnh - ĐHGTVT Một số quan hệ khác để đánh giá các tính chất cơ học của đất đ−ợc thể hiện trên Hình 4.4 (Baldi et al., 1981). E25% và E50% là mô đun biến dạng t−ơng ứng với ứng suất bằng 25% và 50% ứng suất phá hoại Hình 4.4 Quan hệ giữa qc và mô đun biến dạng (theo Robertson và Campanella, 1983) Sức chịu tải của móng nông và móng cọc có thể đ−ợc tính từ kết quả thí nghiệm xuyên tĩnh: ♦ Theo quy trình 22 TCN-272-05 (lấy từ AASHTO) sức chịu tải danh định (MPa) của đất cho móng nông trên đất cát và sỏi xác định từ thí nghiệm xuyên CPT đ−ợc tính nh− sau. qult = 8,2 x 10 -5 qcB if2w1w RB D CC ⎟⎟⎠ ⎞⎜⎜⎝ ⎛ + (4.1) Trong đó: qc = sức kháng chùy hình nón trung bình trên chiều sâu B d−ới đế móng (MPa) B = chiều rộng đế móng Df = chiều sâu chôn móng tính tới đáy của móng (mm) Ri = hệ số điều chỉnh độ nghiêng tải trọng theo quy định ở Bảng 4.1 115 Nguyễn Đức Hạnh – Bộ mụn Địa Kỹ thuật – Khoa Cụng Trỡnh - ĐHGTVT H/V Dt/B = 0 Dt/B = 1 Dt/B = 5 0,0 1,00 1,00 1,00 0,10 0,70 0,75 0,80 0,15 0,60 0,65 0,70 0,20 0,50 0,60 0,65 0,25 0,40 0,50 0,55 0,30 0,35 0,40 0,50 0,35 0,30 0,35 0,40 0,40 0,25 0,30 0,35 0,45 0,20 0,25 0,30 0,50 0,15 0,20 0,25 0,55 0,10 0,15 0,20 0,60 0,05 0,10 0,15 H/V Dt/B = 0 Dt/B = 1 Dt/B = 5 0,0 1,00 1,00 1,00 0,10 0,80 0,85 0,90 0,15 0,70 0,80 0,85 0,20 0,65 0,70 0,75 0,25 0,55 0,65 0,70 0,30 0,50 0,60 0,65 0,35 0,40 0,55 0,60 0,40 0,35 0,50 0,55 0,45 0,30 0,45 0,50 0,50 0,25 0,35 0,45 0,55 0,20 0,30 0,40 0,60 0,15 0,25 0,35 Hệ số độ nghiêng tải trọng, Ri Tải trọng nghiêng theo chiều rộng Hệ số độ nghiêng tải trọng, Ri Tải trọng nghiêng theo chiều dài Dt/B = 0 Dt/B = 1 Dt/B = 5 0,0 1,00 1,00 1,00 0,10 0,75 0,80 0,85 0,15 0,65 0,75 0,80 0,20 0,55 0,65 0,70 0,25 0,50 0,55 0,65 0,30 0,40 0,50 0,55 0,35 0,35 0,45 0,50 0,40 0,30 0,35 0,45 0,45 0,25 0,30 0,40 0,50 0,20 0,25 0,30 0,55 0,15 0,20 0,25 0,60 0,10 0,15 0,20 0,50 0,20 0,25 0,30 0,55 0,15 0,20 0,25 0,60 0,10 0,15 0,20 H/V Hệ số độ nghiêng tải trọng cho móng vuông, Ri Bảng 4.1 Hệ số độ nghiêng tải trọng, Ri, cho móng vuông và móng chữ nhật CW1,CW2 = hệ số hiệu chỉnh ảnh h−ởng của n−ớc ngầm, nh− quy định trong Bảng 4. 2 Dw Cw1 Cw2 0,0 0,5 0,5 Df 0,5 1,0 > 1,5B + Df 1,0 1,0 Bảng 4.2 Các hệ số Cw1, Cw2 cho các chiều sâu n−ớc ngầm khác nhau 116 Nguyễn Đức Hạnh – Bộ mụn Địa Kỹ thuật – Khoa Cụng Trỡnh - ĐHGTVT ♦ Trong đất sét khi ấn mũi xuyên vào đất sẽ gây ra sự phá hoại của đất do vậy sức kháng mũi xuyên có thể đ−ợc viết d−ới dạng (Meigh, 1987): qc = σv + Nkcu (4.2) Trong đó: σv = tổng ứng suất đứng tại độ sâu mũi côn cu = sức kháng đơn vị cắt không thoát n−ớc của đất Nk = gọi là hệ số xuyên nó t−ơng tự nh− hệ số tải trọng Nc khi tính sức chịu tải. Nk phụ thuộc hình dạng của xuyên và tốc độ xuyên. Meigh (1987) đ−a ra giá trị Nk cho xuyên điện theo Bảng 4.3. Giá trị Nk = 17.5 - 21 sử dụng cho xuyên cơ và đất sét cố kết bình th−ờng. Loại đất sét Nk Đất sét cố kết bình th−ờng 15 - 19 (đất sét càng nhạy dùng giá trị càng cao) Đất sét quá cố kết 27-30 Đất sét băng tích 18-22 Bảng 4.3 Hệ số Nk (theo Meigh, 1987) Sức kháng cắt không thoát n−ớc đ−ợc tính theo Công thức 4.3 và sức kháng cắt có thể dùng để tính sức chịu tải cho móng nông. cu = (qc - σv)/Nk (4.3) Dùng kết quả CPT để tính sức chịu tải cho cọc. ♦ Khi tính sức chịu tải của cọc, sức kháng ma sát thành bên của cọc đ−ợc tính theo Công thức: qs = Ksσ'v tan δ (4.4) Trong đó: Ks = hệ số áp lực ngang của đất σ'v = áp lực địa tầng hữu hiệu δ = góc ma sát giữa cọc và đất Góc nội ma sát giữa đất và cọc đ−ợc tính từ góc nội ma sát của đất theo Bảng 4.4 (Kulhawy, 1984). Trong đó góc nội ma sát của đất ϕ xác định từ thí nghiệm xuyên tĩnh (Hình 4.3). 117 Nguyễn Đức Hạnh – Bộ mụn Địa Kỹ thuật – Khoa Cụng Trỡnh - ĐHGTVT Tiếp xúc giữa đất và cọc Góc ma sát giữa đất và cọc Thép trơn/cát (0.5-0.7)ϕ Thép không trơn/cát (0.7-0.9)ϕ Bê tông đúc sẵn/cát (0.8-1.0)ϕ Bê tông đúc tại chỗ/cát 1.00ϕ Gỗ/cát (0.8-0.9)ϕ Bảng 4.4 Góc ma sát giữa đất và cọc (theo Kulhawy, 1984) ♦ Sức kháng mũi cọc đ−ợc tính theo công thức: Qb = qbAb = Nqσ'vAb (4.5) Trong đó: qb = sức chịu tải của lớp đất tại mũi cọc Ab = diện tích tiết diện mũi cọc Nq = hệ số sức chịu tải σ'v = áp lực hữu hiệu của địa tầng tại độ sâu mũi cọc Trong đó hệ số tải trọng Nq đ−ợc thiết lập theo Berezantsev (1961) có kể đến tỉ số giữa chiều sâu và bề rộng hay đ−ờng kính của cọc (Hình 4.5). Với góc ma sát xác định từ thí nghiệm xuyên tĩnh theo Hình 4.3. Góc nội ma sát (p) (độ) H ệ số tả i t rọ ng , N q 0 25 30 35 40 4 50 100 150 200 D/B = 5 5 D/B = 20 D/B = 70 Hình 4.5 Hệ số tải trọng Nq (theo Berezantsev 1961) ♦ Dựa vào kinh nghiệm sức cản ma sát đơn vị của thành cọc còn đ−ợc tính theo sức kháng mũi xuyên (qc) theo nh− Bảng 4.5. Sở dĩ sức cản ma sát đơn vị thành cọc đ−ợc thiết lập theo sức cản mũi xuyên mà không theo sức cản ma sát của áo xuyên vì trong thực tế qc nhạy hơn với sự thay đổi độ chặt của đất so với sức cản ma sát của áo xuyên (Tomlinson, 2001). 118 Nguyễn Đức Hạnh – Bộ mụn Địa Kỹ thuật – Khoa Cụng Trỡnh - ĐHGTVT Loại cọc Sức kháng ma sát đơn vị lớn nhất Cọc gỗ 0.012qc Cọc bê tông đúc tr−ớc 0.012qc Cọc bê tông đúc tr−ớc mở rộng chân 0.018qc Cọc thép đóng 0.012qc Cọc ống thép hở chân 0.008qc Cọc ống thép hở chân đóng vào cát mịn đến trung 0.0033qc ♦Theo quy trình 22 TCN-272-05 (lấy từ AASHTO) sức kháng mũi cọc của cọc đóng, qp (MPa) có thể đ−ợc xác định nh− cho trong Hình 4.6. Bảng 4.5 Quan hệ giữa ma sát thành cọc và qc (theo Tomlinson, 2001) với: qp = 2 qq 2c1c + (4.6) ở đây: qc1 = giá trị trung bình của qc trên toàn bộ chiều sâu yD d−ới mũi cọc (đ−ờng a-b-c). Tổng giá trị qc theo cả h−ớng xuống (đ−ờng a-b) và h−ớng lên (đ−ờng b-c). Dùng các giá trị qc thực dọc theo đ−ờng a- b và quy tắc đ−ờng tối thiểu dọc theo đ−ờng b-c. Tính toán qc1 cho các giá trị y từ 0,7 đến 4,0 và sử dụng giá trị tối thiểu qc1 thu đ−ợc (MPa). qc2 = giá trị trung bình của qc trên toàn bộ khoảng cách 8D bên trên mũi cọc (đ−ờng c-e). Sử dụng quy tắc đ−ờng tối thiểu nh− đối với đ−ờng b-c trong tính toán qc1. Bỏ qua các đỉnh lõm nhỏ “X”, nếu trong cát, nh−ng đ−a vào đ−ờng nhỏ nhất nếu trong sét. 119 Nguyễn Đức Hạnh – Bộ mụn Địa Kỹ thuật – Khoa Cụng Trỡnh - ĐHGTVT đ−ờng bao các giá trị qc tối thiểu C h iề u s âu Hình 4.6 Ph−ơng pháp tính sức chịu đầu cọc (theo Nottinghan và Schmertmann, 1975) Sức kháng hình nón trung bình tối thiểu giữa 0,7 và 4 đ−ờng kính cọc bên d−ới cao độ mũi cọc có đ−ợc thông qua quá trình thử dần, với việc sử dụng quy tắc đ−ờng tối thiểu. Quy tắc đ−ờng tối thiểu cũng sẽ đ−ợc dùng để tìm ra giá trị sức kháng hình nón cho đất trong khoảng tám lần đ−ờng kính cọc bên trên mũi cọc. Tính trung bình hai kết quả để xác định sức kháng mũi cọc. ♦Theo quy trình 22 TCN-272-05 sức kháng ma sát bề mặt danh định của cọc đóng có thể đ−ợc xác định theo kết quả thí nghiệm CPT nh− sau. ⎥⎥⎦ ⎤ ⎢⎢⎣ ⎡ +⎟⎟⎠ ⎞ ⎜⎜⎝ ⎛= ∑ ∑ = = 1N 1i 2N 1i isisiisisi i i c,ss hafh.afD8 L KQ (4.7) ở đây: Ks,c = các hệ số hiệu chỉnh: Kc Cho các đất sét và Ks cho đất cát lấy từ Hình 4.7 và sơ đồ cho giá trị của loại xuyên cơ (Begemann) và loại xuyên điện do Fugro, N.V. ở Hà lan đề xuất. 120 Nguyễn Đức Hạnh – Bộ mụn Địa Kỹ thuật – Khoa Cụng Trỡnh - ĐHGTVT Cọc bê tông và gỗ Cọc thép Dùng 0,8 fs cho mũi cọc Begemann nếu đáp trong lớp sét có OCR cao T ỷ số c h iề u s âu t rê n c h iề u r ộ n g = Z /D Mũi cơ học Begemann Thép Bê tôMũi Furgo (điện) Thép Bê tông Ks của gỗ dùng 1,25 Ks của thép Fs theo MPa Hình 4.7 Hệ số điều chỉnh ma sát cọc (theo Nottinghan và Schmertmann, 1975) Li = chiều sâu đến điểm giữa khoảng chiều dài tại điểm xem xét (mm) D = chiều rộng hoặc đ−ờng kính cọc xem xét (mm) fsi = sức kháng ma sát đơn vị thành ống cục bộ lấy từ CPT tại điểm xem xét (MPa) asi = chu vị cọc tại điểm xem xét (mm) hi = khoảng chiều dài tại điểm xem xét (mm) N1 = số khoảng giữa mặt đất và điểm cách d−ới mặt đất 8D N2 = số khoảng giữa điểm cách d−ới mặt đất 8D và mũi cọc. ♦Theo quy trình 22 TCN-272-05 độ lún của nhóm cọc trong đất rời có thể tính nh− sau khi sử dụng kết quả CPT: cq2 IqΧ=ρ (4.8) trong đó: 5,0 D 125,01 , ≥Χ−=Ι (4.9) Trong đó : q = áp lực móng tĩnh tác dụng tại 2Db/3 cho trong Hình 4.8 áp lực này bằng với tải trọng tác dụng tại đỉnh của nhóm đ−ợc chia bởi diện 121 Nguyễn Đức Hạnh – Bộ mụn Địa Kỹ thuật – Khoa Cụng Trỡnh - ĐHGTVT tích móng t−ơng đ−ơng và không bao gồm trọng l−ợng của các cọc hoặc của đất giữa các cọc (MPa). X = chiều rộng hay chiều nhỏ nhất của nhóm cọc (mm), ρ = độ lún của nhóm cọc (mm) I = hệ số ảnh h−ởng của chiều sâu chôn hữu hiệu của nhóm D′ = độ sâu hữu hiệu lấy bằng 2Db /3 (mm) Db = độ sâu chôn cọc trong lớp chịu lực nh− cho trong Hình 4.8 (mm) σ′v = ứng suất thẳng đứng hữu hiệu (MPa) qc = sức kháng xuyên hình nón tĩnh trung bình trên độ sâu X d−ới móng t−ơng đ−ơng (MPa) Móng t−ơng đ−ơng Lớp yếu Lớp tốt Móng t−ơng đ−ơng Hình 4.8 Kích th−ớc móng t−ơng đ−ơng (theo Duncan và Buchignani 1976) 122 Nguyễn Đức Hạnh – Bộ mụn Địa Kỹ thuật – Khoa Cụng Trỡnh - ĐHGTVT 2 Tính toán theo kết quả thí nghiệm xuyên tiêu chuẩn (standard penetration test - SPT) Thí nghiệm đ−ợc tiến hành bằng cách đóng một mũi xuyên có dạng hình ống vào trong đất từ đáy một lỗ khoan đã đ−ợc chuẩn bị phù hợp cho thí nghiệm. Quy cách mũi xuyên, thiết bị và năng l−ợng đóng đ−ợc tiêu chuẩn hoá. ống thép đầu xuyên có 3 phần: phần mũi (drive shoe), thân (split barrel) và đầu nối (coupling) (Hình 4.9). Đất chứa trong ống mẫu sau khi đóng đ−ợc quan sát, mô tả, bảo quản và thí nghiệm nh− là mẫu đất xáo động. Hình 4.9 Xuyên tiêu chuẩn SPT Mũi xuyên đ−ợc đóng vào trong đất nguyên trạng 450mm và sức kháng xuyên SPT đ−ợc ký hiệu là N30 là số búa cần thiết để đóng mũi xuyên 300mm cuối cùng. Khảo sát theo ph−ơng pháp này các lớp địa tầng nh− cuội, sỏi sẽ đ−ợc phát hiện trong quá trình thí nghiệm do mẫu đất đ−ợc thu hồi trong quá trình đóng ống mẫu. Sức kháng xuyên của đất tỷ lệ với độ chặt, c−ờng độ của đất do vậy các mối quan hệ theo kinh nghiệm giữa các thông số này và chỉ số SPT đ−ợc sử dụng rộng rãi. ♦ Tiêu chuẩn Anh (BS 5930) đ−a ra mối liên hệ dựa kết quả thí nghiệm xuyên tiêu chuẩn và độ chặt của đất cát theo nh− Bảng 4.6. N Độ chặt (số lần đập/ 300mm xuyên) Nhỏ hơn 4 Rất rời rạc 4-10 Rời rạc 10-30 Chặt vừa 30-50 Chặt Lớn hơn 50 Rất chặt Bảng 4.6 Trạng thái của đất theo N (BS 5930) 123 Nguyễn Đức Hạnh – Bộ mụn Địa Kỹ thuật – Khoa Cụng Trỡnh - ĐHGTVT ♦ Stroud (1975) thiết lập mối quan hệ giữa giá trị N với sức kháng cắt không thoát n−ớc, mô đun biến dạng thể tích và chỉ số dẻo của đất sét theo Hình 4.10. Trong đó tham số f1 có đơn vị là kN/m 2 phụ thuộc vào chỉ số dẻo của đất và f1 = 4.5kN/m 2 cho đất có chỉ số dẻo v−ợt quá 30%. Chỉ số dẻo f1 0 10 20 30 40 50 2 4 6 8 Sức chống cắt c = (f1)(N) (kN/m )2 60 70 Hệ số nén lún t−ơng đối m = 1/[(f2)(N)](m /MN) 0.2 0 10 0.4 f2 0.6 0.8 Chỉ số dẻo 20 30 40 50 2 60 70 v 110 Hình 4.10 Quan hệ giữa sức chống cắt (c), hệ số nén lún t−ơng đối (mv) và N (Theo Stroud 1975) ♦ Peck và các đồng nghiệp (1967) đề xuất biểu đồ quan hệ giữa góc nội ma sát và giá trị N cho đất cát và đất sỏi nh− Hình 4.11. Góc nội ma sát xác định từ biểu đồ này th−ờng đ−ợc dùng để xác định các hệ số tải trọng Nq và Nγ khi tính toán sức chịu tải của móng nông. Góc nội ma sát (độ) G iá tr i S P T ( N ) 50 30 32 34 36 38 40 30 20 10 40 42 0 60 70 28 Rất rời rạc Rời rạc Chặt vừa Chặt Rất chặt Hình 4.11 Quan hệ giữa góc nội ma sát và N (Theo Peck 1967) 124 Nguyễn Đức Hạnh – Bộ mụn Địa Kỹ thuật – Khoa Cụng Trỡnh - ĐHGTVT Skempton (1986) chỉ ra sự không nhất quán trong số liệu SPT ở trên thế giới và cho rằng sự khác nhau này là do sự chuyền năng l−ợng từ búa đóng đến mũi xuyên. Trên thế giới các n−ớc khác nhau dùng cấu tạo búa đóng khác nhau, năng l−ợng búa truyền đến mũi xuyên có thể giảm xuống 45% thế năng búa và truyền đến điểm rơi của búa xuống thiết bị tối đa là 85%. Seed và các đồng nghiệp (1984) đề xuất dùng thiết bị đóng có 60% năng l−ợng truyền xuống mũi xuyên làm tiêu chuẩn cho thế giới. Skempton (1986) đ−a ra hệ số điều chỉnh cho các loại thiết bị (xem Bảng 4.7). Hệ số điều chỉnh Chiều dài cần (m) >10 1.00 6-10 0.95 4-6 0.85 3-4 0.75 Đ−ờng kính hố khoan (mm) 65-105 1.00 150 1.05 200 1.15 Bảng 4.7 Hệ số điều chỉnh giá trị N (theo Skempton, 1986) Skempton còn cho rằng chỉ số SPT còn phụ thuộc vào ứng suất hữu hiệu thẳng đứng của địa tầng và hệ số quá cố kết. Dùng các số liệu thí nghiệm ông thấy rằng: 1/ giá trị N tăng gần nh− tuyến tính với áp lực đứng hữu hiệu của địa tầng (σ'v) với đất có độ chặt t−ơng đối (ID) nh− nhau; 2/ với đất cùng áp lực địa chỉ số N tăng gần nh− tuyến tính với ID 2 do vậy giữa N, I2D, và áp lực địa tầng có mối quan hệ sau: N/(ID 2) = a + bσv'; 3/ với cùng độ chặt t−ơng đối và áp lực địa tầng chỉ số N trong đất cát càng cao nếu kích th−ớc hạt trung bình (D50) càng lớn. Để tách sự tăng chỉ số N do sự tăng của áp lực địa tầng chỉ số SPT chỉnh sửa (N1)60 đ−ợc kiến nghị bằng cách dùng hệ số hiệu chỉnh CN. Số 60 trong (N1)60 chỉ rằng thiết bị đóng có hệ số năng l−ợng là 60% là hệ số của thiết bị đ−ợc nhiều n−ớc sử dụng. (N1)60 = CN (N)60 (4.10) Skempton (1986) kiến nghị với đất cát cố kết thông th−ờng CN = 200/[100 + σ'v (kPa)] (4.11) 125 Nguyễn Đức Hạnh – Bộ mụn Địa Kỹ thuật – Khoa Cụng Trỡnh - ĐHGTVT với đất cát mịn có độ chặt trung bình CN = 300/[200 + σ'v (kPa)] (4.12) với đất cát chặt và thô CN = 170/[70 + σ'v (kPa)] (4.13) Skempton (1986) hiệu chỉnh mối quan hệ đ−ợc đề xuất bởi Terzaghi và Peck (1948) và đ−a ra Bảng 4.8. Từ bảng đó có thể thấy rằng với đất có ID>0.35: (N1)60/I 2 D ≈ 60 (4.14) ID Phân loại (N1)60 (N1)60/ID 2 Rất rời rạc 0.15 3 - Rời rạc 0.35 8 65 0.5 Chặt vừa 15 60 0.65 25 59 Chặt 0.85 42 58 Rất chặt 1.00 58 58 Bảng 4.8 Trạng thái đất và N (theo Skempton, 1986) ♦ Sức chịu tải danh định của cát dựa vào chỉ số SPT tính theo quy trình 22TCN - 272 - 05 đ−ợc tính theo Công thức 4.15 qult = 3,2 x 10 -5 N corr B if2w1w RB D CC ⎟⎟⎠ ⎞⎜⎜⎝ ⎛ + (4.15) Trong đó: N corr = giá trị số búa trung bình SPT đã hiệu chỉnh trong giới hạn chiều sâu từ đáy móng đến 1.5B d−ới đáy móng (Búa/300mm) B = chiều rộng đế móng (mm) CW1,CW2 = hệ số hiệu chỉnh không thứ nguyên xét đến ảnh h−ởng của n−ớc ngầm, nh− đ−ợc xác định trong Bảng 4.2. Df = chiều sâu chôn móng lấy đến đế móng (mm) R i = hệ số chiết giảm không thứ nguyên tính đến ảnh h−ởng của độ nghiêng của tải trọng đ−ợc cho trong các Bảng 4.1 126 Nguyễn Đức Hạnh – Bộ mụn Địa Kỹ thuật – Khoa Cụng Trỡnh - ĐHGTVT H = tải trọng ngang ch−a nhân hệ số để xác định hệ số H/V trong Bảng 4.1 (N) hoặc (N/mm) V = tải trọng đứng ch−a nhân hệ số để xác định tỷ lệ H/V trong Bảng 4.1 (N) hoặc (N/mm) Dùng kết quả SPT để tính sức chịu tải cho cọc. ♦ Sức chịu tải do ma sát thành bên của cọc tính theo Công thức 4.4 với góc ma sát giữa đất và cọc đ−ợc tính từ góc nội ma sát của đất và cọc theo Bảng 4.4. Trong đó góc nội ma sát của đất ϕ cũng có thể xác định từ thí nghiệm xuyên tiêu chuẩn (Hình 4.11). ♦ Sức chịu tải mũi cọc theo Công thức 4.5 trong đó góc nội ma sát để xác định hệ số sức chịu tải cũng có thể xác định theo thí nghiệm xuyên tiêu chuẩn theo Hình 4.11. ♦Theo quy trình 22 TCN-272-05 sức kháng mũi cọc cho các cọc khoan tới độ sâu Db trong đất rời có thể xác định dựa vào giá trị SPT nh− sau: AqD DN038,0 q bcorrp ≤= (4.16) với: N 92,1 log77,0N v 10corr ⎥⎦ ⎤⎢⎣ ⎡ ⎟⎟⎠ ⎞ ⎜⎜⎝ ⎛ σ′= (4.17) Trong đó: Ncorr = số đếm SPT gần mũi cọc đã hiệu chỉnh cho áp lực tầng phủ, σ′v (Búa/300mm) N = số búa SPT ch−a hiệu chỉnh (Búa/300mm) D = chiều rộng hay đ−ờng kính cọc (mm) Db = chiều sâu xuyên trong tầng chịu lực (mm) qA = sức kháng điểm giới hạn tính bằng 0,4 Ncorr cho cát và 0,3 Ncorr cho bùn không dẻo (MPa). Đối với tr−ờng hợp cọc khoan nhồi 22 TCN-272-05 đề xuất tham khảo các công thức tính sức kháng mũi cọc dựa vào giá trị SPT nh− ở Bảng 4.9. Với D = đ−ờng kính của cọc khoan (mm) 127 Nguyễn Đức Hạnh – Bộ mụn Địa Kỹ thuật – Khoa Cụng Trỡnh - ĐHGTVT Dp = đ−ờng kính mũi cọc khoan (mm) Db = chiều sâu chôn của cọc khoan trong lớp chịu lực là cát (mm) σ’v = ứng suất lực thẳng đứng hữu hiệu (MPa) Meyerhof Qp (MPa) = < 0,13 Ncorr đối với cát < 0,096 Ncorr đối với bùn không dẻo Reese Qp (MPa) = 0.064 N đối với N < = 60 và Wright Qp (MPa) = 3,8 đối với N > 60 Reese và Qp (MPa) = 0,057 N đối với N <= 75 O'Neill Qp (MPa) = 4,3 đối với N > 75 p bcorr D D0,013N Bảng 4.9 Các ph−ơng pháp tính sức kháng mũi cọc cho cọc khoan nhồi theo trị số SPT ♦Theo quy trình 22 TCN-272-05 sức ma sát bề mặt danh định của cọc đóng trong đất rời (MPa) có thể xác định dựa vào giá trị SPT nh− sau: Đối với cọc đóng chuyển dịch: qs = 0,0019 N (4.18) Đối với cọc không chuyển dịch (ví dụ cọc thép chữ H) qs = 0,00096 N (4.19) Trong đó: qs = ma sát đơn vị bề mặt cho cọc đóng (MPa) N = số đếm búa SPT trung bình (ch−a hiệu chỉnh) dọc theo thân cọc (Búa/300mm) ♦Theo quy trình 22 TCN-272-05 độ lún của nhóm cọc trong đất rời có thể tính nh− sau khi sử dụng kết quả SPT: ρ= corr q I X N (4.20) trong đó: 5,0 D 125,01 , ≥Χ−=Ι (4.21) 128 Nguyễn Đức Hạnh – Bộ mụn Địa Kỹ thuật – Khoa Cụng Trỡnh - ĐHGTVT Ncorr = N 92,1 log77,0 ' v 10 ⎥⎥⎦ ⎤ ⎢⎢⎣ ⎡ ⎟⎟⎠ ⎞ ⎜⎜⎝ ⎛ σ (4.22) Trong đó : q = áp lực móng tĩnh tác dụng tại 2Db/3 cho trong Hình 4.8 áp lực này bằng với tải trọng tác dụng tại đỉnh của nhóm đ−ợc chia bởi diện tích móng t−ơng đ−ơng và không bao gồm trọng l−ợng của các cọc hoặc của đất giữa các cọc (KSF). X = chiều rộng hay chiều nhỏ nhất của nhóm cọc (FT), ρ = độ lún của nhóm cọc (inch) I = hệ số ảnh h−ởng của chiều sâu chôn hữu hiệu của nhóm D′ = độ sâu hữu hiệu lấy bằng 2Db /3 (mm) Db = độ sâu chôn cọc trong lớp chịu lực nh− cho trong Hình 4.8 (mm) Ncorr = giá trị trung bình đại diện đã hiệu chỉnh cho số đếm SPT của tầng phủ trên độ sâu X phía d−ới đế móng t−ơng đ−ơng (Búa/300mm) N = số đếm SPT đo trong khoảng lún (Búa/300mm) σ′v = ứng suất thẳng đứng hữu hiệu (MPa) 3 Tính toán theo kết quả thí nghiệm nén ngang Thiết bị nén ngang có dạng hình trụ đ−ợc thiết kế để tác dụng một áp lực h−ớng tâm đồng đều lên thành của lỗ khoan. Hiện nay có hai loại thiết bị nén ngang chính: ♦ Thiết bị nén ngang Menard (Menard pressuremeter – MPM). Thiết bị này đ−ợc hạ vào lỗ khoan tạo tr−ớc. ♦ Thiết bị nén ngang tự tạo lỗ (self-boring pressuremeter – SBP). Thiết bị này tự tạo lỗ khi thí nghiệm do vậy giảm thiểu đ−ợc sự xáo trộn thành lỗ tr−ớc khi tác dụng áp lực ngang. Cả hai loại thiết bị đều tác dụng áp lực ngang lên thành lỗ khoan và đo biến dạng ngang t−ơng ứng của đất. Hình 4.12 thể hiện các bộ phận chính của thiết bị nén ngang tự tạo lỗ (Hughes, 1977). Bộ phận chính của thiết bị là buồng hình trụ đ−ợc ấn vào nền đất. Khi ấn, đất đi vào trong đầu cắt (cutting head) hở phía d−ới của thiết bị và đất đ−ợc cắt bằng cánh cắt xoay. Đất sau khi cắt đ−ợc trộn với n−ớc đ−ợc bơm xuống qua một ống đi trong buồng hình trụ. Mùn khoan sau khi trộn với n−ớc đ−ợc hút đ−a lên mặt đất đi qua khoảng 129 Nguyễn Đức Hạnh – Bộ mụn Địa Kỹ thuật – Khoa Cụng Trỡnh - ĐHGTVT giữa hình trụ và ống bơm n−ớc xuống. Buồng hình trụ có màng cao su (rubber membrane) đ−ợc bảo vệ bằng các thanh lá thép trong quá trình ấn xuống. Các thanh lá thép này đ−ợc thiết kế sao cho lực cản ngang khi màng cao su đ−ợc tác dụng áp lực là không đáng kể. Chuyển vị ngang đ−ợc xác định dựa bằng cách đo thể tích của chất lỏng cần thiết để tác dụng áp lực hoặc đo trực tiếp. Hình 4.12 Buồng nén ngang tự tạo lỗ Khi đo trực tiếp, chuyển vị ngang của màng cao su đ−ợc đo bằng 3 thiết bị đo chuyển vị (feeler, hoặc Linear Variable Displacement Transducer – LVDT) đ−ợc bố trí đều tạo với nhau một góc 120o. Chúng đ−ợc giữ tiếp xúc với màng cao su bằng hệ lò xo (spring). Thông th−ờng thiết bị nén ngang đ−ợc thiết kế với cấp áp lực 2.5-10MPa cho đất và 10-20 MPa cho đất rất chắc hoặc đá yếu. Việc phân tích số liệu nén ngang dựa vào tính toán biến dạng của hình trụ chỉ theo ph−ơng ngang. Chiều dài của hình trụ đ−ợc thiết kế bằng tối thiểu 6 lần đ−ờng kính để đảm bảo 130 Nguyễn Đức Hạnh – Bộ mụn Địa Kỹ thuật – Khoa Cụng Trỡnh - ĐHGTVT phần giữa buồng hình trụ chỉ có biến dạng theo ph−ơng ngang và không bị ảnh h−ởng bởi hai phần đầu và cuối của thiết bị buồng trụ. Cần phải hiệu chỉnh cho áp lực đo, sự tăng thể tích của buồng hình trụ đo đ−ợc để kể đến các yếu tố nh− tính nén đ−ợc của chất lỏng, của đ−ờng ống, sự khác nhau về cao độ giữa buồng hình trụ và thiết bị đo áp lực, độ cứng của màng cao su. Sự thay đổi thể tích do giãn nở của đ−ờng ống và sự nén của chất lỏng th−ờng là đáng kể với đất chặt. Sự mất mát áp lực tức là áp lực thực tế tác dụng lên thành lỗ khoan nhỏ hơn áp lực bên trong màng cao su do độ cứng của màng cao su th−ờng là đáng kể với đất mềm yếu. Để định l−ợng các giá trị này có thể tham khảo (Mair and Wood, 1987). Số liệu hiệu chỉnh của thí nghiệm nén ngang đ−ợc vẽ theo quan hệ giữa áp lực p và độ tăng thể tích ΔV của buồng trụ hay biến dạng ngang t−ơng đối đ−ợc thể hiện trên Hình 4.13. Biến dạng ngang t−ơng đối đ−ợc định nghĩa là tỷ lệ giữa chuyển vị ngang thành lỗ và bán kính ban đầu của lỗ. áp lực ngang Biến dạng ngang t−ơng đối hay độ tăng thể tích O A B Màng ch−a tiếp xúc với thành lỗ Biến dạng dẻo đàn hồi Biến dạng hay độ tăng thể tích Biến dạng ngang t−ơng đối B A O lực ngang áp còn nhỏ hơn áp lực ngang của đất đàn hồi Biến dạng Biến dạng khi áp lực dẻo a/ b/ Sự khác nhau chính giữa thí nghiệm nén ngang theo Menard và thiết bị tự tạo lỗ là theo Menard buồng nén đ−ợc ấn vào trong lỗ khoan tạo tr−ớc. Một số xáo động là không thể tránh khỏi do đó với các cấp áp lực ban đầu của thí nghiệm buồng nén còn ch−a tiếp xúc với thành lỗ. Khi buồng đã tiếp xúc với thành lỗ đ−ờng quan hệ trở nên dốc hơn khi màng cao su ép đất bên thành lỗ xốp hơn ở trạng thái tự nhiên do khi tạo lỗ nó bị giảm áp lực ngang. Tiếp theo quan hệ giữa áp lực và biến dạng gần nh− tuyến tính cho đấn điểm B. Tại điểm B thành lỗ bắt đầu biến dạng dẻo. Nếu tiếp tục tăng áp lực thành lỗ sẽ Hình 4.13 Kết quả điển hình của thí nghiệm nén ngang a/ Máy nén ngang Menard; b/ Máy nén tự tạo lỗ 131 Nguyễn Đức Hạnh – Bộ mụn Địa Kỹ thuật – Khoa Cụng Trỡnh - ĐHGTVT biến dạng dẻo cho đến áp lực tới hạn (pL) tại đó biến dạng sẽ tiếp tục với áp lực không đổi. Với thí nghiệm nén ngang tự tạo lỗ chất l−ợng cao, buồng nén tiếp xúc với thành lỗ và đất bên thành lỗ không bị mềm hoá. Về lý thuyết lúc đó thành lỗ chỉ bắt đầu biến dạng khi áp lực trong buồng nén v−ợt quá áp lực ngang địa tầng của vị trí thí nghiệm, σho. Từ nhận xét này áp lực ngang địa tầng có thể xác định bằng thí nghiệm này. Điểm có áp lực ngang bằng áp lực ngang địa tầng gọi là điểm nhảy (lift-off). Sau khi v−ợt quá áp lực ngang địa tầng, biến dạng t−ơng đối thành lỗ gần nh− tuyến tính với áp lực cho đến khi đạt đến biến dạng dẻo. Với ph−ơng pháp Menard khó có thể xác định một cách rõ ràng áp lực ngang địa tầng do xáo động khi tạo lỗ và đất bên thành lỗ bị mềm hoá. Ngoài áp lực ngang địa tầng biểu đồ áp lực-độ thay đổi thể tích còn có thể dùng để xác định mô đun cắt, G, hay mô đun biến dạng ngang (E = G/[1+μ], μ là hệ số poisson) sức kháng cắt không thoát n−ớc của đất sét, cu. Quá trình phân tích số liệu nén ngang để xác định các thông số trên dựa vào việc phân tích sự biến dạng của hình trụ rỗng trong môi tr−ờng vô hạn (Hình 4.14). ρ o ρ Đ−ờng kính ban đầu của hình trụ rỗng nở ra thành khi tác dụng áp lực p ρ o ρ ρ O ρ+yc r (r+y) (r+dr) (r+dr)+(y+dy) Khối trụ đất xung quanh buồng nén sau khi chịu áp lực p tr−ớc khi chịu áp lực quanh buồng nén Khối trụ đất xung Hình 4.14 Mô hình biến dạng của nền đất xung quanh buồng nén 132 Nguyễn Đức Hạnh – Bộ mụn Địa Kỹ thuật – Khoa Cụng Trỡnh - ĐHGTVT Nếu áp lực trong buồng tăng một l−ợng Δp, đất bị biến dạng ngang và bán kính buồng nén tăng một l−ợng yc từ bán kính ρ tr−ớc khi tăng Δp thành (ρ + yc). Xét đất xung quang buồng nén là một trụ đất bán kính trong là r và bán kính ngoài là (r + y). Sau khi tăng cấp áp lực một l−ợng là Δp trụ đất bị đẩy ra ngoài và nó có bán kính trong là (r + y) và bán kính ngoài là (r + dr) + (y + dy). Biến dạng ngang t−ơng đối Δεr t−ơng ứng với bán kính r đ−ợc định nghĩa là: Δεr = (sự thay đổi khoảng cách giữa các trụ đất)/(khoảng cách theo ph−ơng ngang ban đầu của trụ) Từ hình vẽ trên ta có: ( ) ( ) ( )[ ] ( )[ ] ( )[ ] dr dy rdrr rdrryrdyydrr r −=−+ −+−+−+++−=Δε ( Biến dạ 4.23) ng t−ơng đối theo chu vi của hình trụ ở bán r đ−ợc định nghĩa là: Δεθ = (sự thay đổi chu vi)/(chu vi ban đầu của trụ) Từ hình vẽ trên ta có: ( )[ ] [ ] r y r ryr −=−+−=Δ π ππε 22θ 2 (4.24) Giả thiết nền đất biến dạng đàn hồi và tuân theo định luật Hooke, ta có: ( )σμσμσε Δ−Δ−Δ⎟⎞⎜⎛=Δ 1 (4.25zrr E θ⎠⎝ ) ( )zrE σμσμσε θθ Δ−Δ−Δ⎟⎠ ⎞⎜⎝ ⎛=Δ 1 (4.26) ( )θσμσμσε Δ−Δ−Δ⎟⎠ ⎞⎜⎝ ⎛=Δ rzz E 1 (4.27) Nh−ng độ tăng ứng suất theo ph−ơng đứng Δσz = 0 nên ( )σμσε Δ−Δ⎞⎛=Δ 1 θ⎟⎠⎜⎝ rr E (4.28) ( )rE σμσε θθ Δ−Δ⎟⎠ ⎞⎜⎝ ⎛=Δ 1 (4.29) ( )θσμσμε Δ−Δ−⎟⎠ ⎞⎜⎝ ⎛=Δ rz E 1 (4.30) Biến đổi các công thức trên ta có: ( ) rr E σμ ⎤⎡ − 21εμε θ Δ⎥⎦⎢⎣=Δ+Δ (4.31) 133 Nguyễn Đức Hạnh – Bộ mụn Địa Kỹ thuật – Khoa Cụng Trỡnh - ĐHGTVT ( ) [ ]θ (4.32) εμεμσ Δ+Δ⎥⎦ ⎤⎢⎣ ⎡ −=Δ rr E 21 ( ) [ rE εμεμσ θθ Δ+Δ⎥⎦ ⎤⎢⎣ ⎡ −=Δ 21 ] Xét cân bằng một phân tố đất (Hình 4.15) theo ph−ơng ngang. Phân tố đất có mặt cắt ngang nh− hình vẽ và có chiều cao theo ph−ơng đứng là (4.33) một đơn vị dài. Ph−ơng trình cân bằng là: ( ) ( )[ ] [ ] ( ) ⎥⎦ ⎤⎢⎣ ⎡ ⎟⎞⎜⎛ì+=+ì+ sin2 δθδσδθσδθδδσσ rrrr (4.34) ⎠⎝ 2θrrr Do góc δθ là nhỏ nên sin(δθ/2) = δθ/2 và ta có ( ) ( )[ ] [ ] ( ) ( )rr r r rr rrrrr rrr r r r r rrr rrrrrr rrrr σσδ δσ σδ δσσ δσδσδσ δθδσδθσδθδδσδθδσδθδσδθσ δθδσδθσδθδδσσ θ θ θ θ θ −=⇒ =+⇒ =+⇒ +=+++⇒ ⎥⎦⎣ ⎠⎝ 2 ⎤⎢⎡ ⎟⎞⎜⎛ì+=+ì+ 2 (4.35) r rσ σ + δσ r r+δr r σθθσ δr δr δθ rδθ δθ r (r +δr)δθ Hình 4.15 Cân bằng của phân tố đất 134 Nguyễn Đức Hạnh – Bộ mụn Địa Kỹ thuật – Khoa Cụng Trỡnh - ĐHGTVT Khi biến đổi công thức trên ta đã bỏ qua các vô cùng bé cấp cao. Nếu viết công thức trên theo độ tăng ứng suất ta có: ( )rrdr dr σσσ θ Δ−Δ=⎟⎠ ⎞⎜⎝ ⎛ Δ (4.36) Thay Δε và Δε từ (4.23) và (4.24) vào (4.32) và (4.33) ta có: r θ ( ) ⎥⎦⎟⎠⎜⎝− r (4.37) ⎤⎢⎣ ⎡ ⎞⎛⎟⎠ ⎞⎜⎝ ⎛−⎥⎦ ⎤⎢⎣ ⎡ −=Δ y dr dyE r μ μσ 21 ( ) ⎥⎤⎢⎡ ⎟⎞⎜⎛−⎟⎞⎜⎛−⎥⎤⎢⎡=Δ dyyE μσθ 2 ⎦⎣ ⎠⎝⎠⎝⎦⎣ − drrμ1 (4.38) Thay (4.23) và (4.24) vào (4.36) ta có 01 22 2 2 2 ⎛⎞⎛ dydyyydyyd =−+⇒ ⎟⎠ ⎞⎜⎝ ++−−=⎟⎟⎠⎜ ⎜ ⎝ +−−⇒ ⎟⎠⎜⎝⎟⎠ ⎞⎜⎝ ⎛ −−= ⎥⎦ ⎤⎢⎣ ⎡ −⎟⎠ ⎞⎜⎝ ⎛− r y dr dy rdr yd r y drdrrrdrdr r rdrdr dy r y dr r y dr dyd r μμμμ μ μ (4.39) Ph−ơng trình vi phân trên có biến là y và có ngh ⎞⎛ −−− ydy μ iệm là Br r Ay += (4.40) Trong đó A và B là các hằng số tích phân và giá trị của nó phụ thuộc vào h h−ởng của áp lực trong buồn đó ta có: điều kiện biên của bài toán. Khi r tăng đến vô cùng ản g lên đất là không đáng kể hay y = 0 khi r = ∞ do vậy B = 0. Từ r Ay = (4.41) Trong thí nghiệm nén ngang hằng số A có thể đ−ợc xác định do giá trị y đ−ợc đo từ c thí nghiệm. yA = ρc (4.42) Trong đó ρ là đ−ờng kính của buồng nén khi chịu áp lực. Nếu ta định nghĩa biến dạng t−ơng đối của buồng εc = yc/ρo (trong đó ρo là đ−ờng kính ban đầu của buồng nén) ta có: ορρε cA = (4.43) 135 Nguyễn Đức Hạnh – Bộ mụn Địa Kỹ thuật – Khoa Cụng Trỡnh - ĐHGTVT Thay thế công thức trên vào (4.23) và (4.24) ta có: 22 rr A dr dy c ο r ρρεε ==−= (4.44) r r cA ε rrr y ρρεεθ =−= (4.45) ο −=−=− 22 εεθ −=⇒ ⎥⎦ ⎤⎢⎣ ⎡⎥⎦ ⎤⎢⎣ ⎡ +=Δ 21 r E oc r ρρε μσ (4.46) r oc r E σρρεμσθ Δ−=⎥⎦ ⎤⎢⎣ ⎡⎥⎦ ⎤⎢⎣ ⎡ +−=Δ 21 (4.47) Từ trên ta thấy trong quá trình tăng áp lực buồng nén nở ngang nh−ng đất xung quanh không ph−ơng bán kính bằng và ng−ợc dấu với biến dạng t−ơng đối theo chu vi. Hơn nữa không có sự thay đ thay đổi về thể tích do biến dạng t−ơng đối theo ổi về ứng suất trung bình của các thành phần đứng, bán kính và chu vi do Δσθ = -Δσr. Do ( ) G E 2= ta có 1+ μ r c r Gr G ερρεσ ο 22 2 ==Δ (4.48) θ οε ρρ εθσ Gr G c 2 2 2 =−=Δ (4.49) Tại thành buồng nén độ tăng của áp lực ngang Δp = Δσr. Thay thế r = ρ (bán kính hiện tại của buồng nén) vào (4.44) ta có: ⎟⎟⎜⎜⎟⎟⎜⎜⎟⎠⎜⎝=⇒ G ερ2 ⎠ ⎞ ⎝ ⎛ Δ ⎠ ⎞ ⎝ ⎛⎞⎛ ==Δ c cc p GG p ρ ρ ρε ρ ρρε οο 0 2 1 22 (4.50) Chuyển sang dạng vi phân ta có: ⎟⎟⎠ ⎞ ⎜⎜⎝ ⎛ ⎟⎟⎠ ⎞ ⎜⎜⎝ ⎛⎟⎠ ⎞⎜⎝ ⎛= cd dpG ερ ρ ο2 1 (4.51) 136 Nguyễn Đức Hạnh – Bộ mụn Địa Kỹ thuật – Khoa Cụng Trỡnh - ĐHGTVT Khi bắt đầu thí nghiệm bán kính buồng nén (ρ) bằng bán kính ban đầu (ρ ) do vậy ρ/ρo = 1 và G = (1/2)(dp/dεc). Mô đun cắt th−ờng đ−ợc đo từ quá Trong tr−ờn đun cắt từ các vòng tăng giảm tải là để tránh các xáo động do quá trình iữa áp lực và sự thay đổi thể tích của buồng, ΔV. Khi o trình tăng giảm tải để bảo đảm đất biến dạng đàn hồi (Hình 4.16). A: Điểm nhảy của biến dạng cho giá trị áp lực ngang của hiện tr−ờng. giữ trạng ái đàn hồi. (JKG cá h đ−ờng tăng Hình 4.16 Kết quả thí nghiệm nén ngang ở Zeebrugge, Bỉ (Từ Wroth, 1984). BC: Vòng giảm/tăng tải với độ dốc của BC = 2G nếu ρ/ρo=1. JKG: Giới hạn theo lý thuyết của đ−ờng giảm tải nếu muốn cth tải đầu tiên BEF là 2τu) g hợp này ρ/ρo có thể t−ơng đối lớn. Lý do thứ hai để đo mô tạo lỗ khi thí nghiệm. Thay vì biểu diễn kết quả giữa áp lực và biến dạng t−ơng đối của buồng ta có thể biểu diễn kết quả g buồng tăng bán kính từ ρ lên ρ + Δyc, thể tích buồng tăng từ πρ2h lên π(ρ + Δyc)2h trong đó h là chiều cao của buồng. Do vậy ta có: ( )[ ][ ][ ] 2 22 ρ ρ cc yy Δ+Δ= (4.52) Nếu Δyc << ρ ta có thể bỏ qua c 2 22 πρ πρρπ c h hhy V V −Δ+=Δ Δy 2. ρρV ρε οìΔ=Δ≈Δ ccyV 22 (4.53) Chuyển sang dạng vi phân ta có: V⎠⎝ ορ2 dVd c ìì⎟⎞⎜⎛= ρε 1 (4.54) 137 Nguyễn Đức Hạnh – Bộ mụn Địa Kỹ thuật – Khoa Cụng Trỡnh - ĐHGTVT ⎟⎠ ⎞⎜⎝ ⎛= dV dpVG Hay (4.55) ⎟⎠ ⎞⎜⎝ ⎛+= dV dpVE )1(2 μ (4.56) Để xác định đ−ợc m của quá trình phải đủ nhỏ để đảm bảo đất xung quanh ở trạng thái đàn hồi ô đun cắt từ quá trình tăng giảm tảI, giảm tăng giảm và quá trình biến dạng dẻo ch−a xảy ra. Xem xét vòng Morh ứng suất nh− Hình 4.17 chỉ ra rằng bắt đầu từ trạng thái tr−ớc khi thí nghiệm σr = σq = σho, ứng suất cắt lớn nhất xung quanh buồng nén (τc)khi áp lực trong buồng nén bằng σho + Δp là: prc Δ=Δ= στ (4.57) Giả thiết đất bắt đầu biến dạng dẻo khi ứng suất cắt (τc) bằng sức chống cắt không tho uát n−ớc của đất sét (τ ). uc ττ = (4.58) Do vậy đất bắt đầu biến dạng dẻo khi áp lực buồng là: p uhσ ορ = τ+ (4.59) Khi áp không phù hợp nữa. Nếu áp lực buồng tiếp tục tăng vùng dẻo sẽ lan rộng ra xung ho σ σ lực buồng lớn hơn giá trị này lời giải theo vật liệu đàn hồi là quanh. Nếu áp lực buồng nén tăng đến mức đất bắt đầu biến dạng dẻo và bắt đầu quá trình giảm tải độ giảm tải không nên quá lớn để đất đạt đến τ ho σ + Δpσ = rσ − Δp ho σ =θ τ =Δpc τu Khi đất bi phá hoạiτ =τc u Hình 4.17 Vòng Morh ứng suất cho đất xung quanh buồng nén 138 Nguyễn Đức Hạnh – Bộ mụn Địa Kỹ thuật – Khoa Cụng Trỡnh - ĐHGTVT trạng thái dẻo ở điểm d−ới của vòng Morh ứng suất (σr = σho – τu, σθ = σho + τu) do vậy độ giảm áp lực trong quá trình tăng giảm tải để xác định mô đun cắt không nên v−ợt quá 2τu. Sức chống cắt không thoát n−ớc của đất cũng có thể xác định từ quan hệ giữa áp lực buồng và thể tích buồng khi quá trình dẻo xảy ra (áp lực buồng p > σho + τu) lúc đó một vòng trụ đất xung quanh buồng bị biến dạng dẻo (Hình 4.18) và có ứng suất cắt: ur τσσ θ 2=− (4.60) Thay ph g (4.36) ta có ph−ơng trình cân bằng trong vùng dẻo là: Buồng nén Vùng đàn hồi Vùng dẻo Bán kính ngoài vùng dẻo, rp Bán kính buồng, ρ Hình 4.18 Vùng dẻo của đất xung quanh buồng nén −ơng trình trên (4.60) vào ph−ơng trình cân bằn ( ) ur r r d d σ θ⎟⎠ ⎞ ⎜⎝ ⎛ Δr τσσ 2−=Δ−Δ=⎟⎜ (4.61) Tích phân trong vùng dẻo vớ đến áp lực ở biên của vùng dẻo (σho + τu) và từ bán kính hiện tại của buồng i áp lực từ p (áp lực hiện tại trong buồng nén) (ρ) đến bán kính ngoài của vùng dẻo (rp). ( ) dr r d puh r u p r −=+ ρ τσ ∫∫ τσο 2 (4.62) ( ) ⎥⎤⎟⎟⎞p (4.63) ⎦⎢⎣ ⎡ ⎠⎜ ⎜ ⎝ ⎛++= ρττσ ο uuh r p ln2 Chúng ta cần phải xác đ dẻo quan hệ giữa bán kính (r) và biến dạng (y) theo nh− (4.41) và (4.43) ịnh rp, bán kính ngoài của vùng dẻo. Trong vùng 139 Nguyễn Đức Hạnh – Bộ mụn Địa Kỹ thuật – Khoa Cụng Trỡnh - ĐHGTVT không thể áp dụng đ−ợc do nền đã ở trạng thái dẻo. Xét vùng dẻo có bán kính trong là ρ – yc và bán kính ngoài là rp sau đó phát triển thành bán kính trong ρ và bán kính ngoài ρp + yrp. Do nền đất ở trạng thái biến dạng dẻo nên trong vùng dẻo thể tích không thay trong quá trình biến dạng do vậy: ( )[ ] ( )[ ]hyrhryr cprpp 2222 −−=−+ ρππρπ (4.64) Do y << r và y << ρ rp p c o ccrpp yyr ερρρ ο== dẻo ta vẫn có thể áp dụng các công thức của lý thuyết đàn hồi ha (4.65) Ngay bên ngoài vùng y: p rp r r y=−= θεε (4.66) rr Gεσ 2=Δ Với Δσr = τu ở r = rp (4.67) Grr 2ρ θ yr τρ uεε ==−= (4.68) ρ ορ ρ ρτ r y G r y cur == 2 ) (4.69) ( ⎭⎬ ⎫ ⎩⎨ ⎧= u cGr τ ερρο ρ 2 (4.70) Do vậy ( ) ( )( ) ⎭⎬ ⎫ ⎩⎨ ⎧ ⎥⎦ ⎤⎢⎣ ⎡++= u c uuhp σ ο Gρτ ερττ ο2ln (4.71) Nếu viết theo sự thay đổi thể tích ta có: ( ) ⎭⎬⎩⎨ ⎥⎦⎢⎣ ++= V p u uuh τττσ ο ln ⎫⎧ ⎤⎡ ΔVG (4.72) Hay ⎭⎬ ⎫ ⎩⎨ ⎧ ⎟⎠ ⎞⎜⎝ ⎛ Δ+⎟⎟⎠ ⎞ ⎜⎜⎝ ⎛++= V VGp u uh lnln1 ττσ ο (4.73) Từ công thức trên ta thấy nếu nhiên của sự thay đổi thể tích thì độ dốc của biểu đồ có độ dốc bằng sức chống cắt không thoát n−ớc. Tại điểm ΔV/V = 1 gọi p = pL ta có: vẽ quan hệ giữa áp lực buồng và loga tự 140 Nguyễn Đức Hạnh – Bộ mụn Địa Kỹ thuật – Khoa Cụng Trỡnh - ĐHGTVT ⎭⎬ ⎫ ⎩⎨ ⎧ ⎟⎠ ⎞ ⎜⎝ ⎛++= u uhL Gp ττσ ο ln1 (4.74) Công thức trên có thể dùng để kiểm tra lại giá trị G và τ . ⎟⎜ u ♦ Sức chịu tải danh địn tính theo quy trình 22TCN - 272 - 05 đ−ợc tính theo Công thức 4.75. (4.75) đất và đá lấy từ Bảng 4. ết quả thí σho sâu thí nghiệm đo áp lực (MPa) do địa Ri h của đất nền (MPa) dựa vào thí nghiệm nén ngang qult= [σvo + k (pL + σho )] Ri Trong đó: σvo = tổng áp lực thẳng đứng ban đầu tại đáy móng (MPa) k = hệ số khả năng chịu tải thực nghiệm lấy từ Hình 4.19. Với cấp pL = giá trị trung bình của áp lực giới hạn có đ−ợc từ k nghiệm đo áp lực trong khoảng sâu 1,5 B trên và d−ới móng (MPa) = áp lực ngang tại chiều tầng = hệ số chiết giảm độ nghiêng tải trọng cho trong Bảng 4.1. H ệ số s ử dụ ng , k Móng băng Móng vuông Hệ số độ sâu, Df /B Hình 4.19 Hệ số khả năng chịu tải thực nghiệm 141 Nguyễn Đức Hạnh – Bộ mụn Địa Kỹ thuật – Khoa Cụng Trỡnh - ĐHGTVT 142 Nếu nh− giá trị của pL thay đổi đáng kể trong khoảng độ sâu 1.5B trên và d−ới đế móng cần phải Loại đất đá Đánh giá trạng thái và c−ờng độ (PL-σho) (MPa) Cấp Sét Yếu đến rất chặt < 1,1 1 Cứng 0,77- 3,8 2 Cát và Rời 0,38 – 0,77 2 Sỏi cuội Rất chặt 2,9 – 5,8 4 Bùn Rời đến trung bình < 0,67 1 Chặt 1,1 – 2,9 2 C−ờng độ rất thấp 0,96-2,9 2 Đá C−ờng độ thấp 2,9 - 5,8 3 C−ờng độ trung bình đến cao 5,7-9,6+ 4 Bảng 4.10 Phân cấp đất nền (theo Canadian Geotechnical Society 1985) lấy giá trị trung bình.