Công trình trên đất yếu - Đỗ Thanh Hải

ếu Chƣơng 6 : Đất có cốt NỘI DUNG MÔN HỌC 1.1 Khái niệm về đất yếu CHƢƠNG 1: ĐẶC ĐIỂM VÀ TÍNH CHẤT CƠ BẢN CỦA ĐẤT YẾU Dựa vào các chỉ tiêu vật lý: Dung trọng: Hệ số rỗng: Độ ẩm: Dựa vào các chỉ tiêu cơ học: Modun biến dạng: Góc ma sát trong: Lực dính C: Dựa vào cƣờng độ nén đơn qu từ thí nghiệm nén đơn. Đất rất yếu: Đất yếu: 33 /7,1)/(17 mTmkN  10 e (%)50W MPamTcmkGkPamkNE 5/5/505000)/(5000 2220  010 )/(10 2mkNC  )/(25 2mkNqu  )/(50 2mkNqu  1.2 Đặc điểm của đất yếu 1.2.1 Đặc điểm và sự phân bố đất yếu ở khu vực thành phố Hồ Chí Minh 1.2.2. Đặc điểm và sự phân bố đất yếu ở khu vực đồng bằng sông Cửu Long. 1.2.3 Các loại đất khác cũng không thuận lợi cho xây dựng nhƣ sau: HUYỆN BÌNH CHÁNH T. TÂY NINH Hình 1.1: Phân bố đất ở TP. HCM và khu vực lân cận - Vùng A: Các loại đá gốc J3-K1 - Vùng B: Sét, sét pha cát Cát pha sét - Vùng C: Sét nhão, bùn sét, Bùn cát pha sét, Bùn sét pha cát T. BÌNH DƢƠNG T. ĐỒNG NAI T. LONG AN T. LONG AN C-V H. CẦN GIỜ C-II H. NHAØ BEØ B-I Q. THỦ ĐỨC A B-II C-I TP. HCM B-II C-III C-III C-III C-III C-IV H. HÓC MÔN B-II B-II H. CỦ CHI B-I - Khu vực đất tốt, thuận lợi cho xây dựng: một phần Q1, Q3, một phần Q9, Q10, một phần Q12, Q11, Tân Bình, Gò Vấp, Củ Chi, Thủ Đức. - Khu vực đất yếu, không thuận lợi cho việc xây dựng: một phần Q1, Q2, Q4, Q5, Q6, Q7, Q8 , một phần Q9, Bình Thạnh, Nhà Bè, Bình Chánh, Cần Giờ. Phân bố đất yếu ở ĐBSCL - Đất cát mịn bão hòa nƣớc, đất cát rời - Đất hữu cơ và than bùn - Đất lún ƣớt (lún sụt) - Đất trƣơng nở 1.2.3 Các loại đất khác cũng không thuận lợi cho xây dựng nhƣ sau: 1.3 Tính chất của đất yếu 1.3.1 Tính biến dạng của đất - Thí nghiệm nén cố kết (oedometer): Máy nén nén cố kết Thí nghiệm nén cố kết (oedometer) Lực tác dụng thông qua các quả cân Mẫu đất Đá bọt Dao vòng Đồng hồ đo chuyển vị Mô hình nén mẫu đất e0 e1 p2 p1 e2 Đƣờng cong nén lún p  M 1 M2 a  tan p S h Quan hệ giữa hệ số rỗng và lực tác dụng Hệ số nén lún: m2/kN (cm2/kG). dp de a  12 21 12 12tan pp ee pp ee a        1 1 ,1       nn nn nn PP ee a Hệ số nén lún tƣơng đối ao (hệ số nén thể tích mv) (m 2/kN) 11 e a am ov   P C a cv 435,0  P = (Ptrƣớc + Psau)/2 Biểu đồ quan hệ e-P 0.20 0.30 0.40 0.50 0.60 0.70 0.80 0.90 1.00 0.0 0.5 1.0 1.5 2.0 2.5 3.0 3.5 4.0 4.5 AÙp löïc neùn P (kG/cm 2 ) H e ä s o á r o ãn g e  1 1 ,1 ,1 1        n n nn nn e h h e  0 0 1 e h h e    en = e0 – e Tính hệ số rỗng ứng với mỗi cấp áp lực en = en-1 – en-1,n 1 )1( 0      WG e ws Biểu đồ quan hệ e-logP (nén và dở tải) 0.20 0.30 0.40 0.50 0.60 0.70 0.80 0.90 1.00 0.1 1.0 10.0 AÙp löïc neùn P (kG/cm 2 ) Pressure H e ä s o á r o ãn g e V o id R a ti o 0.4 4.0 e4.0 e0.4 Chỉ số nén Cc     p e Cc log 1 1 loglog      nn nn pp ee 1 1 loglog      nn nn pp ee 0,2 0,4 log 0,2log0,4log 0,40,20,40,2 eeee Cc      Biểu đồ quan hệ e-logP (nén và dở tải) 0.20 0.30 0.40 0.50 0.60 0.70 0.80 0.90 1.00 0.1 1.0 10.0 AÙp löïc neùn P (kG/cm 2 ) Pressure H e ä s o á r o ãn g e V o id R a ti o 0.4 4.0 e4.0 e0.4 Chỉ số nở Cs (Cr) p e C rs log   1 )1()( loglog      nn nrnr pp ee 1 )()1( loglog      nn nrnr pp ee 0,2 0,4 log 0,2log0,4log )0,4()0,2()0,4()0,2( rrrr s eeee C      Biểu đồ quan hệ e-p: nén, dở tải và nén lại logp' ÑÖÔØNG NEÙN ÑÖÔØNG NEÙN LAÏI ÑÖÔØNG NÔÛ e p' e ÑÖÔØNG NEÙN ÑÖÔØNG NÔÛ ÑÖÔØNG NEÙN LAÏI Phƣơng pháp 1 xác định Pc Áp lực tiền cố kết Pc 0.20 0.30 0.40 0.50 0.60 0.70 0.80 0.90 1.00 0.1 1.0 10.0 AÙp löïc neùn P (kG/cm 2 ) Pressure H e ä s o á r o ãn g e V o i d R a t i o 1 2 Pc 3 4 A Phƣơng pháp 2 xác định Pc 0.20 0.30 0.40 0.50 0.60 0.70 0.80 0.90 1.00 0.1 1.0 10.0 AÙp löïc neùn P (kG/cm 2 ) Pressure H e ä s o á r o ãn g e V o id R a ti o pc Pc 1 2 -Tỉ số tiền cố kết OCR (overconsolidation ratio): pc : Áp lực tiền cố kết p : Ứng suất hữu hiệu hiện tại theo phƣơng đứng (Ứng suất bản thân) OCR = 1 : Đất cố kết thƣờng (NC) OCR < 1 : Đất kém cố kết OCR > 1 : Đất cố kết trƣớc (OC) p p OCR c Xác định hệ số cố kết cv theo pp logt Hệ số cố kết cv Phƣơng pháp logt (Casagrande’s method) 0.80 1.20 1.60 2.00 2.40 0.1 1 10 100 1000 10000 Thôøi gian (phuùt) Time (min) S o á ñ o ïc b i e án d a ïn g ( m m ) D e f o r m a t i o n d i a l r e a d i n g ( m m ) D0 D50 D100 t50 21000 50 DD D   50 2197,0 t H cv    22 1 1 nn HHH    11 e ac k wv    Xác định hệ số cố kết cv theo pp căn t Phƣơng pháp căn t (Taylor’s method) 12.4 12.8 13.2 13.6 14 14.4 14.8 0 2 4 6 8 10 12 14 16 Căn t [ph] S ố đ ọ c b iế n d ạn g [ m m ] t90 D90 90 2848,0 t H cv  x 1,15x 1 2 D0 Modul tổng biến dạng của đất E (kN/m2) - Xác định modul biến dạng từ thí nghiệm nén cố kết nn n nn a e E ,1 1 ),1( 1            1 2 1 2 - Theo kinh nghiệm thì thƣờng lấy EBN = (2  6) ETN Trị số m khi hệ số rỗng e bằng Loại đấ t 0 , 4 5 0 , 5 5 0 , 6 5 0 , 7 5 0 , 8 5 0 , 9 5 1 , 0 5 C á t p h a s é t 4 4 3 , 5 3 2 S é t p h a c á t 5 5 4 , 5 4 3 2 , 5 2 S é t 6 6 5 , 5 5 , 5 4 , 5 Xác định độ lún ổn định i i ii n i h e ee S 1 21 1 1     iioi n i hpaS   1 ii i i n i hp E S     1 Ngoài ra còn có các công thức tính lún dựa vào đƣờng nén lún e-logp. Cho đất cố kết thƣờng h e e S 01    ooc pppCe log)log(           o oc p pp e hC S log 1 0            oi ioi n i i ic p pp e hC S log 11 0 Cho đất cố kết trƣớc nặng (po + p  pc)  oos pppCe log)log(           o o o s p pp e hC S log 1 Cho đất cố kết trƣớc nhẹ (po + p  pc)            c o o c o c o s p pp e hC p p e hC S log 1 log 1 Poi : Ứng suất hữu hiệu trung bình ban đầu của lớp thứ i (ứng suất bản thân poi = tb= p1) pi = i : Gia tăng ứ/s thẳng đứng của lớp thứ i (ứ/s gây lún) e0 : hệ số rỗng ứng với thời điểm trước khi xây dựng công trình, tức ứng với ứng suất bản thân poi Các điều kiện cân bằng ổn định:  < s : đất ở trạng thái ổn định  = s : đất ở trạng thái cân bằng giới hạn  > s : không xảy ra trong đất vì đất đã bị phá hoại trƣớc khi đạt đến ứng suất đó.  (k G  ( k G /c m 2 ) s =  tan + c c   (k G  ( k G /c m 2 ) Đất dính  (k G s =  tan  Đất cát  ( k G /c m 2 ) s = c c Đất sét thuần túy Các dạng của đƣờng sức chồng cắt theo các loại đất s =  tan + c s’ = ’ tan’ + c’ 1.3.3 Sức chống cắt của đất Vòng tròn ứng suất Mohr  ( k G /c m 2 )  s =  tan + c c  1 3 o    M a b   Bán kính (            x x   Vòng tròn ứng suất Mohr    2cos 22 3131       2sin 2 31  * Theo QPVN (TCXD 45-70, 45-78) : khu vực biến dạng dẻo là b/4 - Pgh = R (Rtc  RII) (45-70) hg c hb g Pgh       )cot25,0( 2/cot c g g h g b g Pgh 2/cot cot 1 2/cot2/cot 25,0                     )*( cDhBbAmRtc   )*(21 cDhBbA k mm R tc II   (45-78) 1.3.4 Khả năng chịu tải của đất yếu * Theo Prandtl ,  = 0 4.3.2.2 Phƣơng pháp tính dựa trên giả thuyết cân bằng giới hạn điểm      gcegchPgh cot sin1 sin1 )cot( tan     * Theo Terzaghi - Móng băng: Pgh = 0,5 N  b + Nq  h + Nc c - Móng tròn, bk R: Pgh = 0,6 N  R + Nq  h + 1,3 Nc c - Móng vuông cạnh b: Pgh = 0,4 N  b + Nq  h + 1,3 Nc c N , Nq , Nc : các hệ số phụ thuộc vào  - Thí nghiệm cắt trực tiếp (Direct shear test) - Thí nghiệm nén 3 trục (Triaxial compression test: Undrained – Unconsolidated, Undrained – Consolidated, Drained – Consolidated). - Thí nghiệm nén đơn (Unconfined compression test) - Thí nghiệm xuyên (động) tiêu chuẩn (SPT) - Thí nghiệm xuyên tĩnh (CPT) - Thí nghiệm cắt cánh (Vane test) 4.2.3 Các phƣơng pháp thí nghiệm xác định sức chống cắt của đất Máy cắt trực tiếp (máy cơ) * Thí nghiệm cắt trực tiếp (Direct shear test) Máy cắt trực tiếp * Thí nghiệm cắt trực tiếp (Direct shear test)  T  Thớt cố định Thớt di động - Cắt 3 mẫu đất (dày 30 cm) cho 3 lần thí nghiệm với 3 cấp tải trọng khác nhau - Cho máy cắt với tốc độ 1 mm/min đến khi nào mẫu bị phá hoại; ghi lại giá trị () ứng với lúc đồng hồ đo ứng lực ngang đạt giá trị max. Quan hệ lực cắt và áp lực thẳng đứng - Xác định giá trị c và  bằng phƣơng pháp hình học  (kN/m2)  (kN/m2) s =  tan + c c  - Vẽ biểu đồ quan hệ giữa  (kG/cm2) và  (kG/cm2) - Xác định giá trị c và  bằng phƣơng pháp bình phƣơng cực tiểu   2 11 2 111tan              n i i n i i n i i n i i n i ii n n      2 11 2 111 2 1              n i i n i i n i ii n i i n i i n i i n c   - Xác định giá trị c và  bằng hàm LINEST trong Excel tan=LINEST(1:3,1:3,1) =DEGREES(ATAN(tan)) c=IF ((1/3)*(( 1+2+3)- tan(1+2+3))>0,(1/3)*((1+2+3)- tan(1+2+3)),0) Chuyển kết quả thập phân của  sang giá trị độ Phút => =((-INT())*60 Độ + phút => =CONCATENATE(ROUND(độ,0),“o”,ROUND(phút,0 ),”’”) Kết quả tính toán c và  bằng Excel 0 20 40 60 80 100 0 20 40 60 80 100 120 140 160 AÙp löïc thaúng ñöùng  (kPa) L ö ïc c a ét  ( k P a ) KEÁT QUAÛ tg = 0.3992  = 22°46' C = 5.003 kPa + Cắt (nén) nhanh không cố kết / Undrained– Unconsolidated (UU): Giá trị cuu và uu + Cắt (nén) nhanh cố kết / Undrained–Consolidated (CU): Giá trị ccu & cu ; c’ và ’ và áp lực nƣớc lổ rỗng u + Cắt (nén) chậm cố kết / Drained – Consolidated (CD): Giá trị c’ và ’ * Thí nghiệm nén 3 trục (Triaxial Compression Test) Máy nén ba trục Mẫu đất trong buồng nén Thiết bị gọt mẫu Sơ đồ thí nghiệm nén ba trục 1 2 3 4 1 2 3 4 ống dầu Bơm tạo áp lực buồng 7 8 5 6 9 10 a b c e d 34 - Van 1: dùng để thoát nƣớc khi cố kết vì nó đƣợc nối với ống ở đáy mẫu. - Van 2: có các tác dụng sau: + Dùng để cấp nƣớc từ bình nƣớc vào buồng. + Dùng để tạo áo lực buồng và khóa để giữ áp lực buồng khi thức hiện công nghệ “ bơm nhồi” bằng bơm “quay tay” + Trong giai đoạn cố kết, thì nƣớc trong mẫu thoát ra, làm mẫu co lại. Từ đó lƣợng nƣớc trong buồng giảm, và khi đó nƣớc sẽ từ ống dầu chảy xuống, qua ống b, rồi ống a qua van 2 vào buồng. + Ống a có tác dụng gắn vào van 34 để cấp nƣớc làm bão hòa nƣớc trong các van 3, van 4 và ống dƣới đáy bệ mẫu, ống nối với cap (mũ của mẫu) - Van 3, van 4: + 2 van này đƣợc đóng lại trong giai đọan cố kết + Khi tiến hành giai đọan cắt 3 trục, ta sẽ mở 2 van 3 và 4, đồng thời khóa van số 3 lại. + Van 3 : đo áp lực nƣớc lỗ rỗng ở phía trên mẫu + Van 4 : đo đƣợc áp lực nƣớc lỗ rỗng phía dƣới mẫu. + Hai van này gộp chung thành áp lực nƣớc lỗ rỗng ở van 34. Từ đó nối ra đầu dây điện trở để đo áp lực nƣớc lỗ rỗng (trung bình) của mẫu trong quá trình cắt 3 trục không cho thoát nƣớc Biểu đồ quan hệ ứng suất lệch và biến dạng 0 10 20 30 40 50 60 70 0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 Biến dạng % Ứ n g s u ấ t l ệc h (  1 -  3 ) k P a * Thí nghiệm UU  Thí nghiệm UU thực hiện với thời gian nhanh, khoảng 10-15 phút. Độ lệch ứng suất  = 1 – 3 tăng nhanh và mẫu đất không kịp thoát nƣớc, không đo áp lực nƣớc lỗ rỗng uf nên kết quả chỉ biểu thị theo ứng suất tổng.  Thí nghiệm UU thích hợp cho loại đất sét bão hòa nƣớc và sức chống cắt của đất phụ thuộc vào cu còn u nhỏ. Biểu đồ các vòng Mohr 0 20 40 60 0 20 40 60 80 100 120 140 160 180 200 Ứng suất chính (1+3)/2 kPa Ứ n g s u ấ t c ắ t (  1 -  3 ) /2 k P a * Thí nghiệm CU  Thí nghiệm CU thực hiện sau khi đã cho mẫu cố kết dƣới áp lực buồng (ngang) đẳng hƣớng để nƣớc thoát ra hoàn toàn. Tiến hành tăng áp lực đứng 1 đồng thời đo áp lực nƣớc lổ rỗng uf.  Kết quả xác định đƣợc thông số sức chồng cắt hữu hiệu (c’, ’) và thông số tổng (ccu , cu ). * Thí nghiệm CU 0 50 100 150 200 0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 Biến dạng % Ứ n g s u ấ t l ệc h (  1 -  3 ) k P a Biểu đồ quan hệ ứng suất lệch và biến dạng Quan hệ giữa áp lực nƣớc lỗ rỗng và biến dạng 0 5 10 15 20 25 30 35 0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 Biến dạng  % Á p l ự c n ƣ ớ c l ổ r ỗ n g k P a Biểu đồ các vòng Mohr 0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 0 40 80 120 160 200 240 280 Ứng suất chính (1+3)/2 kPa Ứ n g s u ấ t c ắ t (  1 -  3 )/ 2 k P a * Thí nghiệm CD 0 20 40 60 80 100 120 140 160 0 40 80 120 160 200 240 280 320 360 400 440 480 Ứng suất chính (1+3)/2 kPa Ứ n g s u ấ t c ắ t (  1 -  3 )/ 2 k P a Biểu đồ các vòng Mohr  Thí nghiệm CD thực hiện sau khi đã cho mẫu cố kết dƣới áp lực buồng (ngang) đẳng hƣớng để nƣớc thoát ra hoàn toàn. Tiến hành tăng áp lực đứng 1 với tốc độ chậm để đảm bảo áp lực nƣớc lổ rỗng không thay đổi. Kết quả xác định đƣợc thông số sức chồng cắt hữu hiệu (c’, ’). Phƣơng pháp giải tích toán học (pp bình phƣơng cực tiểu) để xác định c,  trong thí nghiệm 3 trục    sin cot231 31    gc              2 452 2 45231   oo tgctg ba  31         2 452 otga        2 452 o tgcb o aartg 902  a b c 2  2 1 3 1 2 3 1 1 31 1 31             nn n nn n n a   2 1 3 1 2 3 1 1 313 1 1 1 2 3             nn n nnn n b   * Thí nghiệm nén đơn (Unconfined Compression Test) - Mẫu đất có dạng hình trục, chiều cao bằng 2 lần đƣờng kính, đƣợc nén thẳng đứng không có áp lực xung quanh. Sức chịu nén đơn (1 trục) là áp lực nén lên mẫu lúc bị trƣợt, qu. - Sức chống cắt không thoát nƣớc hay lực dính không thoát nƣớc cu = qu/2. Góc ma sát trong u = 0 0 . Thí nghiệm phù hợp với đất sét bảo hòa hoàn toàn (u = 0 0). Vòng Mohr trong thí nghiệm nén đơn u=0 qu   max=cu * Thí nghiệm xuyên tĩnh CPT (Cone Penetration Test) - Dựa vào sức kháng xuyên qc , xác định góc ma sát trong  của đất cát qc (10 5 Pa)  (độ) ở độ sâu 2 m 5 m và sâu hơn 10 28 26 20 30 28 40 32 30 70 34 32 120 36 34 200 38 36 300 40 38 - Dựa vào sức kháng xuyên qc , xác định lực dính không thoát nƣớc của đất sét  : ứng suất bản thân của đất nền tại điểm đang xét A : diện tích mũi xuyên (10 cm2) A q c cu   Đất rời * Thí nghiệm xuyên (động) tiêu chuẩn SPT (Standard Penetration Test) N (SPT) Trạng thái Góc ma sát trong < 4 Rất rời < 300 4  10 Rời 300  350 11  30 Chặt vừa 350  400 31  50 Chặt 400  450 > 50 Rất chặt > 450 Đất dính N (SPT) Trạng thái Sức chịu nén đơn qu (bar-kG/cm2) < 2 Rất mềm (nhão) < 0,2 2  4 Mềm (dẻo nhão) 0,2  0,5 5  8 Rắn vừa (dẻo mềm) 0,5  1 9  15 Rắn (dẻo cứng) 1  2 16  30 Rất rắn (nửa cứng) 2  4 > 30 Cứng > 4 > 50 Rất cứng * Thí nghiệm cắt cánh chữ thập (Shear Vane Test) d dd hdM xoay 3 2 42 2           h d hd M cs xoay uu 3 1 2 2  - Đo moment tác động từ trục xoay M, khi mẫu đất bị trƣợt thì: - Sức chống cắt không thoát nƣớc: Bài tập chƣơng 1 2.1 Các tính chất trong thí nghiệm nén 3 trục CHƢƠNG 2: TRẠNG THÁI TỚI HẠN  H 2.1 Phá hoại giòn (đất cứng) H 2.2 Phá hoại chảy dẻo H 2.3 Phá hoại của đất quá yếu Sự thay đổi diện tích và thể tích : P  h- Diện tích mặt cắt ngang của mẫu đất thay đổi theo tải trọng nén nhƣ sau : 0 0 1 1 h h V V AA o      - Nếu thí nghiệm không thoát nƣớc V = 0 0 0 1 h h A A      0h h gọi là biến dạng tƣơng đối. Vòng tròn ứng suất Mohr  ( k G /c m 2 )  s =  tan + c c  1 3 o    M a b 2.2 Phân tích ứng suất dựa vào vòng tròn Mohr 2 '' 31   2 '' 31     Bán kính (            x x   Vòng tròn ứng suất Mohr    2cos 22 3131       2sin 2 31  - Khi vòng tròn tƣơng ứng đƣợc xây dựng với các ứng suất hữu hiệu: Độ lệch ứng suất: q’ = ’1 – ’3 Bất biến ứng suất: s’ = 1/2 (’1 + ’3 ) t’ = 1/2 (’1 - ’3 ) - Khi vòng tròn tƣơng ứng đƣợc xây dựng với các ứng suất tổng: Ứng suất tổng: 1 = ’1 + u 3 = ’3 + u Độ lệch ứng suất: q = q’ Bất biến ứng suất: s = s’ + u t = t’ 2.3 Lộ trình ứng suất (đƣờng ứng suất) – stress path trong thí nghiệm nén 3 trục 2.3.1 Lộ trình ứng suất trong hệ trục (’1/’3 ), 3          ESP : đƣờng ứng suất có hiệu (effective stress path) TSP : đƣờng ứng suất tổng (total stress path) 2.3.2 Lộ trình ứng suất trong hệ trục t’/s’( t/s) s’ = 1/2 (’1 + ’3) t’ = 1/2 (’1 – ’3) '  C SL Đường ứng suất khi tăng tải có thoát nước (CD) CSL : Critical state line Các đƣờng ứng suất tổng và có hiệu khi tăng tải không thoát nƣớc (CU)     C S L  2.3.3 Lộ trình ứng suất trong hệ trục q’/ p’ (q/p)    C S L Các đường ứng suất trong trục tọa độ q’/p’ - Ứng suất trung bình : p’ = 1/3(’1 + ’2 + ’3 ) = 1/3(’1 + 2’3 ) - Độ lệch ứng suất: q’ = (’1 - ’3 ) p = p’ + uf q = q’ - Khi tăng 1 thì đƣờng tổng ứng suất (TSP) là C -> SD có độ dốc 1/3 - Khi mẫu đất không thoát nƣớc trong lúc chỉ tăng 1, áp lực nƣớc lỗ rỗng tăng từ 0 lên uf và đƣờng ứng suất có hiệu ESP là C -> SU. - Đƣờng bao phá hoại hay đƣờng ứng suất cực hạn có thể xác định tƣơng ứng với các giá trị q’ và p’ tại lúc phá hoại: q’f = M p’f - Quan hệ giữa M và góc ma sát trong ’ tƣơng ứng xác định bởi đƣờng bao phá hoại Mohr-Coulomb hay đƣờng CSL; từ vòng tròn Mohr, khi c’ = 0 )( 2 1 )( 2 1 'sin ' 3 ' 1 ' 3 ' 1       'sin1 'sin1 ' 1 ' 3        )2( 3 1 )( ' 3 ' 1 ' 3 ' 1 ' '      f f p q M 'sin3 'sin6 )'sin22'sin1( )'sin1'sin1(3 'sin1 )'sin1(2 ) 'sin1 'sin1 (3 ' 1 ' 1 ' 1 ' 1 ' 1 ' 1                        M M M   6 3 'sin - Theo lộ trình kéo: ’3 > ’1 do giữ nguyên ’3 giảm ’1 ' 1 ' 3 ' 1 ' 3'sin       ' 'sin3 'sin6 3 '2 3 ' 3 2 ' 3 2 ' 3 ' 'sin pq q p q q p q p q p q p                                     'sin3 'sin6*     M q’ = M*p’ * * 6 3 'sin M M   - Theo lộ trình nén: ’1 > ’3 do giữ nguyên ’1 giảm ’3 Điều kiện cân bằng Mohr-Coulomb là: 'cot'2 'sin ' 3 ' 1 ' 3 ' 1    gc   'cot'2 3 ' 3 2 ' 3 ' 3 2 ' 'sin   gc q pqp q pqp                PT CSL của đất dính: q’ = M (p’+ 2c’cotg’) - Ý nghĩa của đƣờng CSL: Dùng để đánh giá sự ổn định của 1 điểm trong đất nền dựa vào đƣờng lộ trình ứng suất khi lấy mẫu đất đem về phòng xác định các ứng suất 1 & 3 . Nếu những điểm SU, SD nằm dƣới đƣờng CSL thì mẫu đất ổn định trong nền, ngƣợc lại điểm đó sẽ bị phá hoại . )'cot'2'()'cot'2'( 'sin3 'sin6    gcpMgcpq    2.4 Lí thuyết trạng thái giới hạn 2.4.1 Đặt vấn đề: 2.4.2 Lý thuyết trạng thái giới hạn 2.4.3 Đƣờng trạng thái giới hạn (CSL) và các đƣờng ứng suất khi chất tải trên nền đất sét cố kết thƣờng (NC) trong các hệ trục p’/ q’ ; p’/ v và Ln p’/v - Phƣơng trình đƣờng ứng suất tới hạn ( CSL) H 2.10a, hệ trục q’/p’: q’f = M p’f H 2.10c, hệ trục v/Lnp’: 'ln ff pv  : giá trị thể tích riêng v trên đƣờng CSL tại p’ = 1kN/m2 Các đƣờng ứng suất trong hệ tọa độ p’/ q’ ; p’/ v và Ln p’/v      C S L  - Phƣơng trình đƣờng cố kết thƣờng (NCL): H 2.10c, hệ trục v’/Lnp’: 'ln pNv  - Hai đƣờng NCL và CSL song song nhau nên  bằng nhau  f f v Lnp  '  fV f ep  ' - Vậy pt đƣờng cố kết thƣờng NCL trong hệ trục p’/q’ : )exp(''  v MMpq   (v = 1 + e), (vc = 1 + ec : dẻo), (vf = 1 + ef : phá hoại) v: thể tích riêng) Hệ trục q’/p’: q’ = M p’ Lộ trình các đƣờng ứng suất (TN CU) trong hệ tọa độ p’/ q’/ v Lộ trình các đƣờng ứng suất (TN CD) trong hệ tọa độ p’/ q’/ v 2.4.4 Các mặt giới hạn không bị kéo, mặt Hvoslev và mặt Roscoe 1 T S C q/ q’e p’/ p’e 3 O M 1 Mặt Roscoe Mặt Hvorslev Mặt không chịu kéo 3=0 H 1 g Các mặt biên trạng thái tới hạn p’ v N  vk Đƣờ n g n é n : v = N - Lnp’ Đƣờ n g n ở : v = v ’ k NCL CSL SL  1  1 1   = độ dốc đƣờng nén  = độ dốc đƣờng nở (hệ tọa độ Lnp’/v) = cs/2,3 Ln - Mặt giới hạn không bị kéo (OT): q’ = 3 p’ là mặt giới hạn vì đất không bị kéo  V e  - Mặt Hvoslev (TS): q’ = H p’ + (M – H) exp[(-V)/] là mặt ứng với mẫu đất có cùng hệ số rỗng với mặt Roscoe nhƣng hệ số OCR > 2,5 (đất cố kết trƣớc) - Phƣơng trình đƣờng Hvorlev có dạng: 'exp' hp vN gq          - Tại S, điểm giao với mặt Roscoe, phƣơng trình mặt Hvorslev có dạng :   'exp' hp v hMq           Sơ đồ ba chiều của toàn bộ mặt biên trạng thái tới hạn q’ p’ v S T v v T S S N N N T SS: Đƣờ n g t r ạ n g t h á i t ớ i h ạ n N N : Đ ư ờ n g c ố k ế t t h ư ờ n g V V T T : M ặ t g i ớ i h ạ n k h ô n g b ị k é o T T S S : M ặ t H v o r s l e v S S N N : M ặ t R o s c o e 2.4.6 Độ bền sức chống cắt của cát và đặc trƣng biến dạng   O Cát rời Ứ n g s u ất đ ỉ n h Cát chặt  -V Cát rời Cát chặt +V Co ngót (giảm) Nở (tăng) Ứ n g s u ất c ự c h ạn 3.1 Mô hình nền biến dạng cục bộ (cho đất yếu) CHƢƠNG 3: CÁC DẠNG MÔ HÌNH NỀN Mô hình nền 1 thông số 3.1.1 Mô hình nền 1 thông số: Cz h = D f N h = D f N s Cz = f (z,F,t)   0 0 2 1 P P F ba CCz          Theo Vesic:  20 0 1   b E Cz  Theo Terzaghi: - Đối với đất rời 2 3,0 2 3,0         b mb CC mzz - Đối với đất dính b m CC mzz 3,0 3,0 Quan hệ P-S thí nghiệm bàn nén hiện trƣờng S 0 S P P Với Cz 0.3m là hệ số nền khi thí nghiệm bàn nén hiện trƣờng (Cz = P/S, bàn nén có đƣờng kính = 0,3m) S P Ck z  3.1.2 Mô hình nền 2 thông số: Cz và Cx S N H  P(x) = Cx  Px = H/F   F H Cx - Nếu F > 50 m2 Cx = 0,7 Cz - Nếu F  50 m2 0 0 )(2 17,0 P P F ba CCx         3.1.3 Mô hình nền 3 thông số: Cz ,Cx và C J M C     S N H M  - Nếu F > 50 m2 Cx = 0,7 Cz - Nếu F  50 m2 J: moment quán tính của móng   0 0 32 1 P P F ba CC         3.2 Các mô hình lƣu biến 3.2.1 Định nghĩa: Là các mô hình diễn tả sự tƣơng quan giữa ứng suất  (hoặc lực Q) và biến dạng  (hoặc l) ñaøn hoài  (Q) 0  (Q)  (l) ñaøn hoài deûo 0  (l) tröôït  (Q) 0 Prandtl  (Q)  (l) Saint - Vernant Vaät theå deûo cöùng 0  (l) Ñaøn - deûo c c  (Q) 0  (l) Ña øn - de ûo t aên g t ieán c c Vaät lieäu doøn Ñaát - neàn moùng Kim loaïi - Keát caáu theùp Quan hệ giữa ứng suất và biến dạng 3.2.2 Các mô hình lƣu biến cơ bản a) Mô hình đàn hồi (lò xo = clastic spring) hoaëc  = E .  0   E,K E,K (l) Q  (neùn hay keùo) Mô hình đàn hồi Phƣơng trình trạng thái:  = E  hay Q = E l b) Mô hình nhớt (ống nhún = Dash pot): Là mô hình xét đến tính nhớt của vật liệu, có xét đến thời gian. Mô hình nhớt Phƣơng trình trạng thái:   =  . 0 ddt   dt d      c) Mô hình dẻo (ngàm trƣợt): Là mô hình xét đến tính dẻo của vật liệu Mô hình nhớt Q  K (trƣợt, chạy) Q < K (l = 0) 0 = K l Q( 3.2.3 Các mô hình đàn - nhớt tuyến tính Mô hình Kelvin  = E +   = E =  E   a) Mô hình Kelvin: Dựa trên thí nghiệm đàn hồi, thí nghiệm nhớt xảy ra đồng thời (mắc song song, i = const; i = f(t) )  E       E Mô hình Maxwell  = E =   = E +  b) Mô hình Maxwell: Dùng để nghiên cứu sự chùng ứng suất (Mô hình mắc nối tiếp, i = const; i = f(t).) E   3.2.4 Các mô hình đàn - dẻo Mô hình đàn-dẻo; mắc nối tiếp Lực: Q = QE = QK Chuyển vị: q = l = qE + qK a) Mắc nối tiếp K Q( QE E QK Mô hình đàn-dẻo; mắc song song Lực: Q = QE + QK Chuyển vị: q = l = qE = qK b) Mắc song song: K Q( QE E QK 3.2.5 Các mô hình đàn - nhớt - dẻo Mô hình đàn-nhớt-dẻo K   E0 E E1  K E2  3.3 Các dạng mô hình lƣu biến khác để tính toán nền móng Một số mô hình lƣu biến  E  Terzaghi Biot   E1 E2 Gibon Schiffman   Taylor     XDDD - CN CÑ - TL   (Đất TP.HCM và ĐBSCL) 4.1 Khái niệm về móng cọc CHƢƠNG 4: MÓNG SÂU Nền của móng cọc Hệ cọc Đài c ọ c - Móng cọc: Móng sâu - Đài cọc: - Hệ cọc: 4.2.1 Theo vật liệu cọc 4.2 Phân loại móng cọc 4.2.2 Theo khả năng chịu tải 4.2.3 Theo chiều sâu đặt đài 4.2.4 Theo đặc tính chịu lực 4.3 Cấu tạo cọc bê tông cốt thép D L Cốt thép dọc Cốt thép đai 1-1,5D 150 1000 Móc cẩu, 16 6 a100 1000 6 a100 20,1m D L A-A Hộp nối cọc A A Mũi thép Mối hàn Đoạn đầu cọc NỐI CỌC Hình 3.6 Cấu tạo chi tiết cọc và nối cọc h h THEÙP HOÄP ÑAÀU COÏC TL : 1/10 3 5 0 3 5 0 8x350x180 1 8 0 =8mm 11 334x180x8 350x350x8 10 9 3Ø20 3 - 3 230x130x10 (CHIEÀU CAO ÑÖÔØNG HAØN h=10mm) TYÛ LEÄ 1/10 CHI TIEÁT BAÛN THEÙP ÑAÀU COÏC 9 11 250x250x8 3Ø20 10 Löôùi theùp 6 LÖÔÙI THEÙP ÑAÀU COÏC TL : 1/10 5850 5 8 5 0 300x300x10 4 - 4 TL :1/10 COÏC CBT-1 350x350x8 9 COÏC CBT-2 12 CHI TIEÁT B NOÁI COÏC CBT-1 & CBT-2 TYÛ LEÄ :1/10 200x200x12 12 CHI TIEÁT MUÕI COÏC TL: 1/10 4Ø18 1 Ø20 3 MC 2-2 TL: 1/10 HAØN CHUÏM ÑAÀU 1Ø20 CHI TIEÁT COÏC BEÂTOÂNG CBT1 3 12Ø 6a50 Ø6a100 12Ø 6a200 2 Ø6 1 TL : 1/20 2Ø18 2Ø18 Ø18 1 11Ø 6a100 4 3 löôùi theùp haøn Ø6a50 loaïi B 12Ø 6a50 1 löôùi theùp haøn Ø6a50 Baûn theùp ñaàu coïc loaïi A 1 löôùi theùp haøn Ø6A50 3 löôùi theùp haøn Ø6a50 loaïi B Baûn theùp ñaàu coïc loaïi A 1Ø20 CHI TIEÁT COÏC BEÂTOÂNG CBT2 3 14Ø 6a50 11Ø 6a100 Ø6 2 6 TL : 1/20 13Ø 6a200 2Ø18 2Ø18 Ø18 6 4 12Ø 6a100 3 löôùi theùp haøn Ø6a50 loaïi B 14Ø 6a50 loaïi A Baûn theùp ñaàu coïc 1 löôùi theùp haøn Ø6a50 4.4 Trình tự tính toán móng cọc: 1. Dữ liệu tính toán - Dữ liệu bài toán và các đặc tính của móng cọc - Số liệu tải trọng (tính toán) - Chọn vật liệu làm móng: mác BT, cƣờng độ thép, tiết diện và chiều dài cọc (cắm vào đất tốt > 1,5 m), đoạn neo ngàm trong đài cọc (đoạn ngàm + đập đầu cọc ≈ 0,5 – 0,6m); chọn cốt thép dọc trong cọc:  và Ra . Sơ đồ tính toán móng cọc Qs Qp 4 Ntt Htt Mtt 2. Kiểm tra móng cọc làm việc đài thấp E  H 2 2 1 fa p DbK FS K H        bK FS K H D a p f         2 Df  0,7 hmin b H h   2 2 45tan 0min        Kp = tan 2 (450 + /2) Ka = tan 2 (450 - /2) FS = 3 (áp lực sau đài chƣa đạt trạng thái bị động) b : cạnh của đáy đài theo phƣơng vuông góc với H 3. Xác định sức chịu tải của cọc Pc - Theo vật liệu làm cọc Qa =  (Rb Ab + Ra Aa) v = 2 v = 0,7 v = 0,5 Đầ u c ọ c ngàm trong đài và mũi cọ c n ằ m trong đấ t m ề m Đầ u c ọ c ngàm trong đài và mũi cọ c t ự a trong đấ t c ứ n g h o ặ c đ á Đầ u c ọ c ngàm trong đài và mũi cọ c n g à m trong đá * Cọc khoan nhồi, cọc barrette, cọc ống nhồi bêtông Qa = (Ru Ab + Ran Aa) Ru : cƣờng độ tính toán của bê tông Ru = R/4,5; Ru  6 MPa: khi đổ bêtông dƣới nƣớc, bùn Ru = R/4; Ru  7MPa: khi đổ bêtông trong hố khoan khô R : mác thiết kế của bê tông Ran : cƣờng độ tính toán cho phép của cốt thép  < 28mm, Ran = Rc/1,5; Ran  220 MPa. - Theo điều kiện đất nền: + Theo chỉ tiêu cơ học p pp s ss p p s s a FS qA FS fA FS Q FS Q Q  FSs : hệ số an toàn cho thành phần ma sát bên; 1,5  2,0 FSp hệ số an toàn cho sức chống dƣới mũi cọc; 2,0  3,0 FS : hệ số an toàn chung, chọn 2  3 FS qAfA FS QQ FS Q Q ppsspsu a      Thành phần chịu tải do ma sát xung quanh cọc Qs fs = ca + h’ tana = ca + Ks v’ tana ca , a = c,  : cọc đóng, ép bêtông cốt thép ca , a = 0,7[c, ] : cọc thép (bảng 3.28/213). Ks = K0 = 1 - sin (đất) Ks = 1,4 K0 (khi đất nền bị nén chặt do đóng cọc)      1 sK OCRKs )sin1(  Thành phần sức chịu mũi của đất dƣới mũi cọc Qp * Phƣơng pháp Terzaghi: qp = 1,3 c Nc +  h Nq + 0,6  rp N (rp: b/kính cọc tròn) qp = 1,3 c Nc +  h Nq + 0,4  d N (d: cạnh cọc) Nc , Nq , N : hệ số sức chịu tải, xác đ