Bai Giang Nen Mong

BỘ MÔN CƠ SỞ KTCT NHÓM CƠ HỌC ĐẤT – NỀN MÓNG

BÀI GIẢNG MÔN HỌC

NỀN VÀ MÓNG (CHƯƠNG TRÌNH ĐÀO TẠO KS XDDD&CN – 60 TIẾT)

Hà Nội 1/2013 BÀI GIẢNG NỀN MÓNG


CHƯƠNG I: KHÁI NIỆM VỀ NỀN VÀ MÓNG

§1. Khái niệm nền và móng

• Nền: là chiều dày các lớp đất, đá trực tiếp chịu tải trọng của công trình truyền xuống.

• Móng: là bộ phận chịu lực đặt thấp nhất, là kết cấu cuối cùng của nhà hoặc công trình (thường nằm dưới đất). Nó tiếp thu tải trọng công trình và truyền tải trọng đó lên nền đất dưới đáy móng.

• Các bộ phận của móng gồm:

- Mặt móng: Bề mặt móng tiếp xúc với công trình bên trên (chân cột, chân tường) gọi là mặt móng. Mặt móng thường rộng hơn kết cấu bên trên một chút để tạo điều kiện cho việc thi công cấu kiện bên trên một cách dễ dàng.

- Gờ móng (thân móng): Phần nhô ra của móng gọi là gờ móng, gờ móng được cấu tạo để đề phòng sai lệch vị trí có thể xảy ra khi thi công các cấu kiện bên trên, lúc này có thể xê dịch cho đúng thiết kế.

- Đáy móng: Bề mặt móng tiếp xúc với nền đất gọi là đáy móng. Đáy móng thường rộng hơn nhiều so với kết cấu bên trên. Sở dĩ như vậy bởi vì chênh lệch độ bền tại mặt tiếp xúc móng - đất rất lớn (từ 100 - 150 lần), nên mở rộng đáy móng để phân bố lại ứng suất đáy móng trên diện rộng, giảm được ứng suất tác dụng lên nền đất.

* Khái niệm về áp lực đáy móng: Áp lực do toàn bộ tải trọng công trình (bao gồm cả trọng lượng bản thân móng và phần đất trên móng), thông qua móng truyền xuống đất nền gọi là áp lực đáy móng.

tbd

N GF

σ += (1.1)

trong đó: N - Tổng tải trọng thẳng đứng tính đến mặt đỉnh móng; G - Trọng lượng của vật liệu móng và phần đất nằm trên móng; F – diện tích đáy móng.

* Khái niệm về phản lực nền: Khi chịu tác dụng của áp lực đáy móng, nền đất dưới đáy móng cứng xuất hiện phản lực nền, có cùng trị số nhưng ngược chiều với áp lực đáy móng.



• Ý nghĩa của công tác thiết kế nền móng: Khi tính toán thiết kế và xây dựng công trình, cần chú ý và cố gắng làm sao đảm bảo thoã mãn ba yêu cầu sau:

- (1) Bảo đảm sự làm việc bình thường của công trình trong quá trình sử dụng. - (2) Bảo đảm cường độ của từng bộ phận và toàn bộ công trình. - (3) Bảo đảm thời gian xây dựng ngắn nhất và giá thành rẻ nhất.

Với yêu cầu thứ nhất thì nếu công trình có độ lún, hoặc lún lệch, hoặc chuyển vị ngang quá lớn thì công trình không thể làm việc bình thường, ngay cả khi nó chưa bị phá huỷ.

Với yêu cầu thứ hai: Cường độ công trình ngoài việc phụ thuộc vào cường độ bản thân kết cấu, móng, còn phụ thuộc rất lớn vào cường độ của đất nền dưới đáy công trình. Do vậy công tác khảo sát, thiết kế và tính toán nền phải chặt chẽ và chính xác để đảm bảo an toàn cho công trình.

Với yêu cầu thứ ba: thì việc tính toán, thiết kế và chọn biện pháp thi công hợp lý có ảnh hưởng rất lớn đến thời gian thi công công trình. Thông thường việc thi công nền móng thường mất nhiều thời gian, do vậy yêu cầu này cần được thể hiện tính hợp lý và chặt chẽ.

Giá thành xây dựng nền móng thường chiếm 20-30% giá thành công trình ( đối với công trình dân dụng). Với công trình cầu, thuỷ lợi tỷ lệ đó có thể đên 40-50%.

Kinh nghiệm thực tiễn cho thấy hầu hết các công trình bị sự cố đều do giải quyết chưa tốt các vấn đề về thiết kế nền móng. Do vậy, việc nghiên cứu, tính toán, thiết kế nền và móng một cách toàn diện có ý nghĩa rất quan trọng đối với người kỹ sư thiết kế nền móng. Thiết kế móng là một công việc phức tạp vì liên quan đến nhiều vấn đề:

- Đặc điểm của công trình thiết kế. - Nền và móng của các công trình lân cận. - Điều kiện địa chất công trình và địa chất thủy văn phức tạp.

Để làm tốt công tác nền móng cần phải chú ý đầy đủ mọi yêu cầu kỹ thuật trong các bước khảo sát, thiết kế, thi công. Người thiết kế phải nghiên cứu kỹ điều kiện địa chất công trình, địa chất thủy văn, đặc điểm của công trình thiết kế nhằm lựa chọn giải pháp nền móng hợp lý đảm bảo được yêu cầu kinh tế- kỹ thuật của công trình.

§2. Biến dạng của công trình khi nền bị lún

Tải trọng từ công trình truyền qua móng xuống nền sẽ gây ra ứng suất trong nền và làm cho nền bị biến dạng. Ngược lại, biến dạng của nền làm cho móng bị lún và gây ra biến dạng phụ thêm cho kết cấu bên trên của công trình.

Nói cách khác Công trình-Móng-Nền là một hệ thống có liên quan chặt chẽ và tác động qua lại lẫn nhau.



2.1. Biến dạng của nền

Dưới tác dụng của tải trọng từ công trình truyền xuống nền thông qua móng, nền đất có thể bị biến dạng theo phương bất kỳ và có thể phân tích thành các thành phần theo phương đứng và phương ngang. Các công trình dân dụng và công nghiệp thông thường chủ yếu chịu tải trọng theo phương thẳng đứng còn tải trọng theo phương ngang thường là nhỏ nên chúng ta chú ý nhiều hơn đến biến dạng của nền theo phương đứng, và thành phần chuyển vị theo phương đứng của công trình gây ra do biến dạng của nền gọi là độ lún. Các công trình cao tầng thường có tải trọng ngang khá lớn nên khi thiết kế nền móng cần phải chú ý đến biến dạng theo phương ngang của nền cũng như khả năng ổn định của nền và công trình.

Độ lún của nền đất bao gồm các thành phần sau:

c d lp bsS S S S S= + + + (1.2)

trong đó: cS - Độ lún do nén chặt, dS - Đất bị nở ra do mất áp lực bản thân khi đào hố móng, lpS - Độ lún do nền đất bị biến dạng dẻo cục bộ ở mép móng, bsS - Độ lún do đất bị phá vỡ kết cấu.

2.2. Các loại biến dạng của nhà và công trình

Biến dạng của nền làm cho móng bị lún và gây ra biến dạng của công trình, các biến dạng của công trình có nguyên nhân do nền móng thường hay gặp là:

- Lún đều. - Nghiêng (lún lệch). - Võng xuống hay vồng lên. - Xoắn.

Trong các loại biến dạng nêu trên thì ba loại biến dạng sau là do sự lún không đều của nền đất dưới móng công trình gây ra.

2.3. Nguyên nhân của sự lún không đều

Hiên tượng lún không đều của nền đất dưới móng công trình có thể do các nguyên nhân sau:

- Tính nén lún của đất phân bố không đều trong phạm vi mặt bằng công trình và do điều kiện địa hình, địa chất phức tạp.

- Đất bị phá vỡ kết cấu. - Do nước ngầm (dòng chảy của nước ngầm, mực nước ngầm thay đổi,...) - Do tải trọng truyền xuống nền không đều.

§3. Các BP kết cấu nhằm giảm ảnh hưởng của sự lún không đều

Khi công trình bị lún không đều, kết cấu siêu tĩnh sẽ phát sinh nội lực (và do đó gây ra ứng suất) phụ thêm. Nếu ứng suất phát sinh đủ lớn sẽ làm cho kết cấu bị nứt hỏng



và giảm yếu. Để bảo vệ kết cấu khỏi bị hư hỏng có thể dùng các biện pháp kết cấu theo hai hướng:

- Giảm sự chênh lệch lún giữa các bộ phận của kết cấu. - Tăng độ bền của kết cấu bằng cách sử dụng vật liệu cường độ cao.

Để giảm ảnh hưởng của độ lún không đều theo hướng làm giảm sự chênh lệch lún giữa các bộ phận của kết cấu gồm các biện pháp sau:

1. Cắt công trình bằng khe lún.

Khe lún là các khe nhằm cắt công trình từ móng đến mái, khe nhiệt độ chỉ cắt công trình từ đỉnh móng đến mái.

Sử dụng khe lún sẽ cắt công trình ra thành các phần ngắn biệt lập với nhau về mặt kết cấu và làm giảm độ lún lệch trong từng phần. Tuy nhiên việc sử dụng khe lún sẽ làm tăng số lượng tường và khung, gây khó khăn cho việc khai thác sử dụng của công trình và ảnh hưởng tới mỹ quan chung của công trình do sự lún không đều hay do sự nghiêng lệch giữa các khối nhỏ.

Giải pháp khe lún sử dụng khi nền đất có tính nén lún lớn, tính biến dạng của nền đất không đều trong mặt bằng, công trình có hình dạng phức tạp, chiều cao của công trình thay đổi hoặc khi công trình quá dài. Chiều rộng của khe lún thường 5÷7cm tùy theo chiều cao của công trình.

2. Thay đổi kích thước và chiều sâu chôn móng của các bộ phận.

3. Dùng các loại móng có khả năng giảm sự lún không đều như móng băng giao nhau, móng bè, móng cọc,...

§4. Phân loại nền và móng

4.1. Phân loại nền

Theo vật liệu nền người ta thường phân ra hai loại: nền đất và nền đá.

- Nền đá: là nền gồm các loại đá liền khối hay rạn nứt. Loại nền này có độ bền kháng nén rất lớn và tính biến dạng bé, vì vậy khi thiết kế công trình trên nền đá chúng ta không cần phải tính lún.

- Nền đất: là nền bằng các loại vật liệu hạt rời là sản phẩm của quá trình phong hóa đá gốc và quá trình bồi tích (sét, cát, cuội, và hỗn hợp của chúng). Đặc điểm của nền đất là tính biến dạng có thể cao và tính không đồng nhất có thể lớn, vì vậy khi thiết kế cần phải nghiên cứu đặc điểm về tính lún của nền đất.

Theo cấu tạo người ta có thể phân ra hai loại nền thiên nhiên và nền nhân tạo. - Nền thiên nhiên là nền đất hay đá ở trạng thái tự nhiên.



- Nền nhân tạo là nền đất hay đá được gia cố và cải tạo bằng các biện pháp nhân tạo.

4.2. Phân loại móng và phạm vi sử dụng

Móng thường được phân loại theo đặc điểm làm việc, giải pháp cấu tạo và vật liệu làm móng. Hiện nay móng được phân ra một số loại sau: móng nông, móng sâu, móng cọc, móng máy,... Các loại móng này sẽ được tìm hiểu kỹ hơn trong các chương sau. 4.2.1. Phân loại theo vật liệu:

Thông thường sử dụng các loại vật liệu để làm móng như sau: Gạch, đá hộc, đá, bê tông, bê tông cốt thép …

+ Móng gạch: Sử dụng cho các loại móng mà công trình có tải trọng nhỏ, nền đất tốt, sử dụng ở nơi có mực nước ngầm sâu.

+ Móng đá hộc: Loại móng này có cường độ lớn, sử dụng ở những vùng có sẵn vật liệu.

+ Móng gỗ: Cường độ nhỏ, tuổi thọ ít, ít được sử dụng, thường sử dụng cho các công trình tạm thời, hoặc dùng để xử lý nền đất yếu.

+ Móng thép: Ít được sử dụng để làm móng vì thép dễ bị gỉ do nước trong đất và nước ngầm xâm thực.

+ Móng bê tông và bê tông cốt thép: Cường độ cao, tuổi thọ lâu, được sử dụng rộng rãi trong xây dựng công trình. Với loại móng này yêu cầu bê tông mác tối thiểu 200. 4.2.2. Phân loại theo cách chế tạo móng:

Theo cách chế tạo móng người ta phân ra hai loại: móng đổ toàn khối và móng lắp ghép.

+ Móng đổ toàn khối: Thường sử dụng vật liệu là bê tông đá hộc, bê tông và bê tông cốt thép, loại móng này được sử dụng nhiều.

+ Móng lắp ghép: Các cấu kiện móng được chế tạo sẵn, sau đó mang đến công trường để lắp ghép. Loại móng này được cơ giới hoá, chất lượng tốt tuy nhiên ít được sử dụng vì việc vận chuyển khó khăn. 4.2.3. Phân loại theo đặc tính tác dụng của tải trọng:

Theo đặc tính tác dụng của tải trọng người ta phân thành móng chịu tải trọng tĩnh và móng chịu tải trọng động:

+ Móng chịu tải trọng tĩnh: Móng nhà, công trình chịu tải trọng tĩnh.

+ Móng chịu tải trọng động: Móng công trình cầu, móng máy, móng cầu trục… 4.2.4. Phân loại theo phương pháp thi công:

Theo phương pháp thi công người ta phân thành móng nông và móng sâu:



* Móng nông: Là móng xây trên hố móng đào lộ thiên, sau đó lấp lại, độ sâu chôn móng từ 1.2÷3.5m. Móng nông sử dụng cho các công trình chịu tải trọng nhỏ và trung bình, đặt trên nền đất tương đối tốt (nền đất yếu thì có thể xử lý nền). Thuộc loại móng nông người ta phân ra các loại sau:

+ Móng đơn: Sử dụng dưới chân cột nhà, cột điện, mố trụ cầu…

+ Móng băng: Sử dụng dưới các tường chịu lực, tường phụ hoặc các hàng cột, móng các công trình tường chắn.

+ Móng bản (móng bè): Thường sử dụng khi nền đất yếu, tải trọng công trình lớn, hoặc công trình có tầng hầm.

* Móng sâu: Là loại móng khi thi công không cần đào hố móng hoặc chỉ đào một phần rồi dùng phương pháp nào đó hạ, đưa móng xuống độ sâu thiết kế. Thường sử dụng cho các công trình có tải trọng lớn mà lớp đất tốt nằm ở tầng sâu. Móng sâu gồm các loại sau:

+ Móng giếng chìm: là kết cấu rỗng bên trong, vỏ ngoài có nhiêm vụ chống đỡ áp lực đất và áp lực nước trong qúa trình hạ và tạo trọng lượng thắng ma sát. Sau khi hạ đến độ sâu thiết kế thì người ta lấp đầy (hoặc một phần) bê tông và phần rỗng. Sơ đồ thi công móng giếng chìm tự trọng như hình vẽ (1.3).

Việc lấy đất dưới đáy giếng có thể bằng nhân công để đào đất và đưa lên trên, ngoài ra có thể dùng vòi xói áp lực lớn để xói đất và hút cả đất và nước ra ngoài, hạ giếng xuống cao độ thiết kế.

* Ưu điểm: Móng có kích thước lớn, khả năng chịu tải rất lớn. Thi công thiết bị đơn giản.

* Nhược điểm: Không phù hợp khi nước ngầm lớn hoặc có nước mặt. Năng suất không cao. Thời gian thi công lâu.

Nhận xét: Móng giếng chìm phù hợp khi xây dựng móng cầu lớn và điều kiện thi công phù hợp. Tuy nhiên cần cân nhắc giữa các phương án móng sâu để đáp ứng yêu cầu về tiến độ thi công và năng suất lao động.

Hình 1.3: Sơ đồ hạ giếng chìm



+ Móng giếng chìm hơi ép: Khi gặp điều kiện địa chất thuỷ văn phức tạp người ta thay móng giếng chìm bằng móng giếng chìm hơi ép. Nguyên tắc làm việc của nó là dùng khí nén vào buồng kín của giếng để nhờ sức ép của khí đó mà nước bị đẩy ra ngoài tao điều kiện khô ráo để công nhân đào đất. Sơ đồ thi công Giếng chìm hơi ép như trên hình (1.4).

Sau khi hoàn thành công tác tạo mặt bằng thi công, lưỡi cắt bằng thép được lắp trực tiếp trên nền và đúng vị trí. Phần trong của lưỡi cắt được đổ đầy cát và công tác đổ bê tông khoang làm việc được thực hiện. Việc lắp đặt các thiết bị và đổ bê tông tường cho Giếng cùng với công tác đào đất được thực hiện đồng thời. Sau khi hoàn thành công việc thi công tường giếng, nắp Giếng (sàn trên) được xây dựng và phía trong khoang làm việc được bơm đầy bê tông. Khả năng chịu tải của đất đá trực tiếp dưới đáy của Giếng được khẳng định bằng thí nghiệm kiểm tra khả năng chịu tải bằng tấm nén, thực hiện trong lòng khoang thực hiện.



* Ưu điểm: Vững chắc, chịu tải lớn; Ít ảnh hưởng đến môi trường; Hiệu quả kinh tế cao; Thời gian thi công ngắn; Độ tin cậy cao.

* Nhược điểm: Việc thi công móng ảnh hưởng nhiều đến sức khoẻ của công nhân khi đào giếng trong điều kiện áp suất cao. Cần nghiên cứu để phát huy những ưu nhược điểm và hạn chế thấp nhất ảnh hưởng đến sức khỏe người lao động, có thể chế tạo robot đạo trong giếng là hợp lý nhất, vừa hiệu quả vừa không ảnh hưởng đến sức khỏe con người.

Nhận xét: Với những ưu khuyết điểm như trên, móng giếng chìm hơi ép phù hợp khi làm móng cho các công trình cầu lớn, các trụ tháp cầu dây văng, cầu treo dây văng nhịp lớn, đóng các mố neo cầu treo chịu lực nhổ lớn … Tuy nhiên cần khắc phục ảnh hưởng đến sức khỏe người lao động như đã nêu.

+ Móng cọc: Gồm các cọc riêng rẽ, hạ xuống đất và liên kết với nhau bằng đài cọc. Móng cọc sử dụng các loại vật liệu như: Gỗ, thép, bê tông và bê tông cốt thép. Thường sử dụng cho các công trình chịu tải trọng lớn, công trình trên nền đất yếu như mố trụ cầu, cầu cảng, bờ kè… Thuộc loại móng cọc có nhiều loại, ở đây dựa vào phương pháp thi công ta chia thành các loại sau: (Đối với cọc bê tông cốt thép)

• Cọc bê tông cốt thép đúc sẵn: Loại cọc này được chế tạo sẵn trên các bãi đúc, tiết diện từ 20x20cm đến 40x40cm,sau đó hạ cọc bằng phương pháp đóng hoặc ép.

• Cọc bê tông cốt thép đổ tại chỗ (cọc khoan nhồi, cọc barrette): Dùng máy khoan để tạo lỗ sau đó đưa lồng thép vào và nhồi bê tông vào lỗ. Cọc có đường kính nhỏ nhất d=60cm, lớn nhất có thể đạt d=2.5m.Chiều sâu hạ cọc đến hơn 100m.

§5. Khái niệm về tính toán nền và móng theo trạng thái giới hạn

5.1. Khái niệm

Trạng thái giới hạn là trạng thái ứng với khi công trình không ở điều kiện sử dụng bình thường (võng quá lớn, biến dạng lớn, nứt quá phạm vi cho phép, mất ổn định) hoặc bị phá hoàn toàn.

Phương pháp tính toán nền móng theo trạng thái giới hạn thay thế phương pháp ứng suất cho phép với một hệ số an toàn bằng nhiều hệ số tính toán nhằm xét tới các yếu tố liên quan đến quá trình thiết kế, thi công và khai thác công trình.

Theo quy phạm, việc tính toán nền móng được tiến hành theo ba trạng thái giới hạn:

- Trạng thái giới hạn thứ nhất (TTGH I): tính toán về cường độ và ổn định. - Trạng thái giới hạn thứ hai (TTGH II): tính toán về biến dạng. - Trạng thái giới hạn thứ ba (TTGH III): tính toán về sự hình thành và phát triển

khe nứt.



TTGH III chỉ áp dụng cho tính toán kết cấu bản thân móng với các yêu cầu đặc biệt của công trình và có thể tham khảo các tài liệu về tính toán thiết kế bê tông cốt thép. Trong môn học này chỉ giới thiệu phương pháp tính toán nền móng theo TTGH I và TTGH II.

5.2. Tính toán nền móng theo TTGH I

Tùy theo đặc điểm của công trình: thường xuyên chịu tải trọng ngang, các công trình xây dựng trên mái dốc, các công trình xây dựng trên nền thiên nhiên hay nhân tạo; việc tính toán nền theo TTGH I cần thực hiện theo một hay toàn bộ nội dung kiểm tra nền: về cường độ, về ổn định trượt, về ổn định lật. Công thức tổng quát của phương pháp là:

N ≤ Φ (1.3)

trong đó: N – là ngoại lực tác dụng lên nền; Φ – là sức chịu tải của nền theo phương tác dụng của N

Trên thực tế công thức trên triển khai theo các khía cạnh sau:

a- Về cường độ:

max

max

1,2

dtbd

ngng

R

R

R

σ

σ

σ

≤

≤

≤

(1.4)

trong đó:

max;d dtbσ σ - tương ứng là ứng suất trung bình và ứng suất lớn nhất theo phương

đứng tại đáy móng,

maxngσ - là ứng suất lớn nhất tác dụng theo phương ngang tại mặt bên của móng, ; ngR R - tương ứng là sức chịu tải của nền theo phương đứng và theo phương

ngang.

b- Về ổn định trượt: (trượt phẳng, trượt sâu):

[ ]git t

t

TK K

T= ≥ (1.5)

trong đó: tK - hệ số ổn định trượt; giT - tổng lực giữ; tT - tổng lực gây trượt; [ ]tK - hệ số ổn định trượt cho phép.

c- Về ổn định lật đổ:

[ ]gil l

l

MK K

M= ≥ (1.6)



trong đó: lK - hệ số ổn định lật; giM - tổng mô men giữ; lM - tổng mô men gây lật;

[ ]lM - hệ số ổn định lật cho phép.

5.3. Tính toán nền móng theo TTGH II

Mục đích nhằm hạn chế độ lún, độ lún lệch của móng để cho công trình khai thác được bình thường và không bị hư hỏng hay phá hoại. Việc tính toán thực hiện theo các công thức sau:

0 0

gh

gh

gh

gh

gh

S SS S

U UC C

θ θ

≤

∆ ≤ ∆

≤

≤

≤

(1.7)

trong đó: , , ,S S Uθ∆ - tương ứng là độ lún, độ lún lệch, góc xoay và chuyển vị ngang của

móng, , , ,gh gh gh ghS S Uθ∆ - tương ứng là độ lún, độ lún lệch, góc xoay và chuyển vị ngang

giới hạn của móng, 0 0, ghC C - tương ứng là độ lệch tâm tương đối và độ lệch tâm tương đối giới hạn

của móng,

Với 00 0;

We F MC e

N= = là độ lệch tâm của móng.

M, N – là mô men và lực dọc tác dụng lên móng, F, W – là diện tích và mô men kháng uốn của tiết diện đáy móng.

5.4. Các loại tải trọng và tổ hợp tải trọng

5.4.1. Tải trọng thường xuyên và tải trọng tạm thời:

- Tải trọng thường xuyên: là tải trọng luôn luôn tác dụng trong suốt quá trình thi công và sử dụng công trình.

- Tải trọng tạm thời: là tải trọng chỉ xuất hiện trong một thời kỳ nào đó trong quá trình thi công và sử dụng công trình. Tùy theo thời gian tác dụng có thể phân ra: Tải trọng tạm thời tác dụng lâu dài (dài hạn); Tải trọng tạm thời tác dụng ngắn hạn; Tải trọng tạm thời đặc biệt.

5.4.2. Tải trọng tiêu chuẩn và tải trọng tính toán:

- Tải trọng tiêu chuẩn: là tải trọng lớn nhất nhưng không làm hư hỏng và không ảnh hưởng đến điều kiện làm việc bình thường của công trình.

- Tải trọng tính toán: là tải trọng có xét đến khả năng có thể xảy ra sự sai khác giữa tải trọng thật và tải trọng tiêu chuẩn gây bất lợi cho công trình. Để xét đến khả năng



trên người ta đưa vào hệ số vượt tải. Tải trọng tính toán bằng tích của tải trọng tiêu chuẩn và hệ số vượt tải.

5.4.3. Các tổ hợp tải trọng:

- Tổ hợp tải trọng chính (tổ hợp cơ bản): các tải trọng thường xuyên + các tải trọng tạm thời dài hạn + 1 trong các tải trọng tạm thời ngắn hạn.

- Tổ hợp tải trọng phụ (Tổ hợp bổ sung): các tải trọng thường xuyên + các tải trọng tạm thời dài hạn + ít nhất là 2 tải trọng tạm thời ngắn hạn.

- Tổ hợp tải trọng đặc biệt: tổ hợp tải trọng phụ + các tải trọng đặc biệt.

* Việc tính toán nền móng theo biến dạng tiến hành với tổ hợp chính (tổ hợp cơ bản) của các tải trọng tiêu chuẩn.

* Việc tính toán nền móng theo cường độ và ổn định tiến hành với tổ hợp chính, tổ hợp phụ hoặc tổ hợp đặc biệt của các tải trọng tính toán.

* Đọc thêm:

+ Tiêu chuẩn tải trọng và tác động (TCVN 2737-95).

+ Các hệ số tính toán: hệ số vượt tải, hệ số đồng nhất, hệ số điều kiện làm việc,...

Khi tính toán nền móng theo trạng thái giới hạn, người ta thường dùng các hệ số sau đây:

- Hệ số vượt tải n: Dùng để xét tới sự sai khác có thể xảy ra của tải trọng trong quá trình thi công và sử dụng công trình. Tuỳ loại công trình mà người ta quy định hệ số vượt tải là bao nhiêu. Tuỳ theo tính chất tác dụng của tải trọng tác động lên công trình mà n có thể lớn hơn hoặc bé hơn 1.

- Hệ số đồng nhất K: Dùng để xét tới khả năng phân tán cường độ của đất tại các điểm khác nhau trong nền do tính chất phân tán về các chỉ tiêu cơ học gây ra. Vì đất có tính đồng nhất kém nên K thường bé hơn 1.

- Hệ số điều kiện làm việc m: Dùng để xét tới điều kiện làm việc thực tế của nền đất. Tuỳ điều kiện cụ thể mà m có thể lớn hơn hoặc bé hơn 1. Hệ số điều kiện làm việc xác định theo các số liệu thực nghiệm.

5.5. Các tài liệu cần thiết để thiết kế nền móng

- Các tài liệu về công trình và tải trọng.

- Các tài liệu về địa chất công trình, địa chất thủy văn thể hiện báo cáo kết quả khảo sát địa chất công trình.

- Các tài liệu về các công trình lân cận có liên quan.



§6. Đề xuất, so sánh và chọn phương án móng

6.1. Chọn chiều sâu chôn móng

Việc chọn chiều sâu chôn móng là khâu cơ bản nhất trong công tác thiết kế nền móng. Độ sâu mh kể từ mặt đất thiên nhiên (cao độ san nền) đến cao độ đáy móng gọi là độ sâu chôn móng.

Việc lựa chọn chiều sâu chôn móng hợp lý phụ thuộc vào các yêu tố cơ bản sau:

• Điều kiện địa chất công trình và địa chất thủy văn: Đây là yếu tố ảnh hưởng nhiều nhất đến việc chọn chiều sâu chôn móng, trong đó xác định vị trí lớp đất chịu lực là quan trọng nhất. Lớp đất chịu lực là lớp đất tốt tiếp xúc trực tiếp với đáy móng.

Theo GS Berezantex, những lớp đất sau đây không nên dùng làm lớp đất chịu lực: đất cát rời, đất sét nhão, sét chứa nhiều hữu cơ hoặc sét có hệ số rỗng e> 1,1; á sét có e>1,0; hoặc á cát có e>0,7.

Để minh họa ảnh hưởng của điều kiện địa chất nơi xây dựng, ta xét một vài sơ đồ điển hình sau (hình 1.7):

- Sơ đồ (a): Trường hợp này chiều sâu chôn móng chủ yếu do tính toán quyết định,

tuy nhiên không đặt móng trong lớp đất trồng trọt và nên đặt đỉnh móng thấp hơn mặt đất tự nhiên 25 - 30cm để tránh va chạm.

- Sơ đồ (b): Trường hợp này độ sâu chôn móng phụ thuộc chủ yếu vào phương pháp xử lý nền.

- Sơ đồ (c): Nếu lớp đất yếu mỏng thì đặt móng vào lớp đất tốt 25 - 30 cm còn nếu lớp đất yếu dày thì trở lại sơ đồ (b).

- Sơ đồ (d): Nếu lớp đất tốt dày thì có thể đặt móng, nhưng phải đảm bảo chiều sâu đất tốt dưới đáy móng, nếu lớp đất tốt mỏng thì trở lại sơ đồ (b) hoặc (c).



* Chú ý: Khi chọn chiều sâu chôn móng theo các điều kiện địa chất thủy văn cần tuân theo các quy tắc sau đây: 1- Chọn lớp đất chịu lực của nền phụ thuộc vào vị trí các lớp đất, trạng thái vật lý của

chúng, phương pháp xây dựng móng, trị số độ lún giới hạn và sự ổn định của nền. 2- Phải đặt đáy móng vào lớp đất tốt chịu lực từ 15-20cm. 3- Không nên để dưới đáy móng có một lớp đất mỏng nếu tính nén lún của lớp đất đó

lớn hơn nhiều so với tính nén lún của lớp đất nằm dưới. 4- Nên đặt móng cao hơn mực nước ngầm để giữ nguyên kết cấu của đất và không phải

tháo nước khi thi công. 5- Khi chiều sâu chôn móng thấp hơn mực nước ngầm (có kể đến sự lên xuống của nó)

thì phải giải quyết giữ nguyên kết cấu đất trong nền khi đào hố móng và thi công móng

• Ảnh hưởng của trị số và đặc tính của tải trọng: Nếu tải trọng công trình lớn thì nên tăng chiều sâu chôn móng để móng tựa lên các lớp đất chặt hơn nằm ở dưới và giảm độ lún. Khi móng chịu tải trọng nhổ (hướng lên) hoặc tải trọng ngang, momen lớn (lệch tâm lớn) thì yêu cầu phải ngàm sâu móng đến độ sâu thích hợp để đảm bảo ổn định cho móng.

• Ảnh hưởng của đặc điểm cấu tạo công trình: Khi chọn chiều sâu chôn móng, cần phải kể đến đặc điểm của nhà và công trình (nhà có tầng hầm, có hào, hố, có đường liên lạc ngầm… ) cũng cần chú ý đến việc đặt ống dẫn nước ở bên trong cũng như gần nhà và công trình.

• Ảnh hưởng của móng các công trình lân cận: Thông thường người ta chọn chiều sâu chôn móng ngang với cao trình đáy của các móng chính của nhà và công trình lân cận. Chỉ được phép đặt cao hơn khi đảm bảo giữ được kết cấu của đất nằm trên chiều sâu chôn móng của nhà hoặc công trình lân cận.

Một số giải pháp đặt móng:



Nguyên tắc chung của các giải pháp kỹ thuật nhằm khắc phục những ảnh hưởng bất lợi của móng mới tác động lên móng nhà hoặc công trình cũ là hạn chế đến mức thấp nhất các áp lực từ móng nhà mới tác dụng lên móng nhà cũ kề bên. • Ảnh hưởng của biện pháp thi công móng: Tuỳ theo phương pháp thi công mà kết cấu

của đất nền có thể bị phá hoại. Nếu biện pháp thi công không đảm bảo giữ nguyên được kết cấu đất nền khi đào hố móng dưới mực nước ngầm thì phải lấy chiều sâu chôn móng tối thiểu cho phép và diện tích đáy móng tăng đến trị số lớn nhất.

Khi biện pháp thi công đảm bảo giữ nguyên được kết cấu đất nền (hút nước tầng sâu, dùng giếng chìm hơi ép…) thì cho phép móng có diện tích đáy móng bé nhất, đặt ở độ sâu tương đối lớn.

6.2. Đề xuất, so sánh và chọn phương án móng

Cũng như đối với nhiều công trình khác, khi thiết kế nền móng, nhiệm vụ của người thiết kế phải chọn phương án tốt nhất cả về kinh tế và kỹ thuật.

Thông thường với nhiệm vụ thiết kế đã cho, với các tài liệu về địa chất công trình, địa chất thuỷ văn, tải trọng, ... người thiết kế có thể đề ra nhiều phương án nền móng khác nhau như:

- Phương án làm nông trên nền thiên nhiên. - Phương án móng nông trên nền nhân tạo. - Phương án móng cọc. - Phương án móng giếng chìm, ...

Mỗi phương án lớn có thể đề xuất nhiều phương án nhỏ ví dụ phương án móng nông có thể là: móng đơn, móng băng hay móng bè; Phương án móng cọc có thể là: cọc dài, ngắn, cọc đóng, cọc ép, cọc nhồi, ... và mỗi phương án nhỏ cũng có thể có nhiều phương án nhỏ hơn, khác nhau về hình dáng, kích thước và cách bố trí.

Tuy nhiên tuỳ loại công trình, đặc điểm, qui mô và tính chất và do kinh nghiệm của người thiết kế mà người ta có thể đề xuất ra một vài phương án hợp lý để so sánh và lựa chọn phương án phù hợp nhất.

Khi thiết kế sơ bộ để so sánh phương án người ta dựa vào chỉ tiêu kinh tế để quyết định (dùng tổng giá thành xây dựng nền móng ).

Khi thiết kế kỹ thuật thì người ta kết hợp cả hai chỉ tiêu kinh tế và kỹ thuật đồng thời với điều kiện và thời gian thi công để quyết định phương án.

Việc so sánh lựa chọn phương án nền móng là một công việc khó khăn và quan trọng. Muốn giải quyết tốt công việc này, người thiết kế phải nắm vững những lý thuyết tính toán trong Cơ học đất và Nền móng kết hợp với kinh nghiệm tích luỹ trong quá trình thiết kế và thi công để đề xuất và lựa chọn phương án tối ưu nhất về nền móng của công trình xây dựng.



CHƯƠNG II: MÓNG NÔNG TRÊN NỀN THIÊN NHIÊN

§1. Khái niệm chung

1.1. Định nghĩa:

Móng nông trên nền thiên nhiên là những móng được xây dựng trong hố móng lộ thiên và được đặt trực tiếp trên nền thiên nhiên, chiều sâu chôn móng khoảng dưới 2÷3m, trong trường hợp đặc biệt có thể sâu đến 6m.

Đặc điểm của móng nông:

+ Thi công đơn giản, không đòi hỏi các thiết bị thi công phức tạp. Việc thi công móng nông có thể dùng nhân công để đào móng, một số trường hợp với số lượng móng nhiều, hoặc chiều sâu khá lớn có thể dùng các máy móc để tăng năng suất và giảm thời gian xây dựng nền móng.

+ Móng nông được sử dụng rộng rãi trong các công trình xây dựng vừa và nhỏ, giá thành xây dựng nền móng ít hơn móng sâu.

+ Trong quá trình tính toán bỏ qua sự làm việc của đất từ đáy móng trở lên.

1.2. Phân loại móng nông 1.2.1. Theo vật liệu

+ Móng gạch: Móng xây gạch đặc mác 75 vữa xi măng mác ≥ 50. + Móng đá hộc: Móng xây đá hộc kê chèn chặt vữa xi măng mác ≥ 75 + Móng bê tông: Móng làm việc chịu nén là chính, vữa bê tông mác ≥ 150. + Móng bê tông cốt thép: Móng có khả năng chịu lực tốt trên cả hai phương diện

nén và kéo mác bê tông ≥ 150. 1.2.2. Theo cấu tạo

+ Móng đơn: Được thiết kế dưới cột nhà công nghiệp, dân dụng, cột điện, trụ cầu, trụ cột điện cao thế...

+ Móng băng, móng băng giao nhau: thường làm móng dưới tường, hàng cột. + Móng bản, móng bè: Thường áp dụng khi nền đất yếu, tải trọng lớn. + Móng hộp: cấu tạo dạng hộp rỗng dưới toàn bộ công trình, dùng làm tầng hầm.

1.2.3. Theo biện pháp thi công

Theo biện pháp thi công có thể chia ra móng toàn khối và móng lắp ghép.

+ Móng toàn khối: Móng được làm bằng các vật liệu khác nhau, chế tạo ngay tại vị trí xây dựng (móng đổ tại chỗ).

+ Móng lắp ghép: Móng do nhiều khối lắp ghép chế tạo sắn ghép lại với nhau khi thi công móng công trình.



1.2.4. Theo tính chất làm việc của móng + Móng tuyệt đối cứng: Móng có độ cứng rất lớn (xem như bằng vô cùng) và biến

dạng rất bé (xem như gần bằng 0), thuộc loại này có móng gạch, đá, bê tông. + Móng mềm: Móng có khả năng biến dạng cùng cấp với đất nền (biến dạng lớn,

chịu uốn nhiều), móng BTCT có tỷ lệ cạnh dài/ngắn > 8 lần thuộc loại móng mềm. + Móng cứng hữu hạn: Móng Bê tông cốt thép có tỷ lệ cạnh dài/cạnh ngắn < 8 lần.

Việc tính toán mỗi loại móng khác nhau, với móng mềm thì tính toán phức tạp hơn. 1.2.5. Theo điều kiện chịu lực

Dựa vào tình hình tác dụng của tải trọng người ta phân thành - Móng chịu tải đúng tâm (lực dọc N). - Móng chịu tải lệch tâm (lực dọc N và mômen M).

§2. Cấu tạo các loại móng nông thường gặp

2.1. Móng đơn: Móng đơn được xây dựng dưới chân cột nhà dân dụng, nhà công nghiệp, dưới trụ

đỡ dầm tường, móng mố trụ cầu, móng cột điện, tháp ăng ten, ... Móng đơn có kích thước không lớn lắm, móng thường có đáy hình vuông, chữ nhật, tròn, ... trong đó dạng chữ nhật được sử dụng rộng rãi nhất.

(a) Móng đơn dưới cột nhà: gạch, đá xây, bê tông, ... (b) Móng đơn dưới cột: bê tông hoặc BTCT.

(c) Móng đơn dưới trụ cầu; (d) Móng đơn dưới chân trụ điện, tháp ăng ten.

2.1.1. Móng đơn dưới tường Móng đơn dưới tường được áp

dụng hợp lý khi áp lực do tường truyền xuống có trị số nhỏ hoặc khi nền đất tốt và có tính nén lún bé.

Các móng này đặt cách nhau từ 3÷6m dọc theo tường và đặt dưới các tường góc nhà, tại các tường ngăn chịu lực và tại các chỗ có tải trọng tập trung trên các móng đơn, người ta đặt các dầm móng (dầm giằng).



2.1.2. Móng đơn dưới cột và dưới trụ Móng đơn dưới cột làm bằng đá hộc như hình (2.3a). Móng bê tông và bê tông đá

hộc cũng có dạng tương tự. Nếu trên móng bê tông hoặc móng đá hộc là cột thép hoặc bê tông cốt thép thì cần phải cấu tạo bộ phận để đặt cột, bộ phận này được tính toán theo cường độ của vật liệu xây móng.

Các móng đơn làm bằng gạch đá xây loại này, khi chịu tác dụng của tải trọng (Hình 2.3b) tại đáy móng xuất hiện phản lực nền, phản lực này tác dụng lên đáy móng, và phần móng chìa ra khỏi chân cột hoặc bậc bị uốn như dầm công xôn, đồng thời móng có thể bị cắt theo mặt phẳng qua mép cột.

Do vậy tỉ số h/l (giữa chiều cao và chiều rộng của bậc móng) phải lớn khi phản lực

nền r lớn và cường độ vật liệu nhỏ. Mặt biên của móng phải nằm ngoài hệ thống đường truyền ứng suất trong khối móng. Do vậy để quy định móng cứng hay móng mềm, người ta dựa vào góc α gọi là góc mở của móng. Đối với móng cứng α phải bé hơn αmax nào đó, nghĩa là tỷ số h/l không được nhỏ hơn các trị số sau:

Trường hợp đặt cốt thép ở bậc cuối cùng thì tỷ số h/l của các bậc phía trên phải <1

(tức αmax = 45o). Chiều cao bậc móng: Móng bê tông đá hộc bh ≥ 30, móng gạch đá xây thì bh = 35÷60cm.

* Với móng đơn bê tông cốt thép thì không cần khống chế tỷ số h/l mà căn cứ vào kết quả tính toán để xác định chiều cao, kích thước hợp lý của móng và cốt thép.



Thuộc loại móng đơn bê tông cốt thép có thể người ta dùng móng đơn BTCT đổ tại chỗ khi mà dùng kết cấu lắp ghép không hợp lý hoặc khi cột truyền tải trọng lớn. Móng bê tông cốt thép đổ tại chỗ có thể được cấu tạo nhiều bậc hay vát móng.

Dưới các móng bê tông cốt thép, thường người ta làm một lớp đệm sỏi có tưới các

chất dính kết đen hoặc vữa xi măng, hoặc bằng bê tông mác thấp hoặc bê tông gạch vỡ. Lớp đệm này có các tác dụng sau:

+ Tránh hồ xi măng thấm vào đất khi đổ bê tông. + Giữ cốt thép và cốt pha ở vị trí xác định, tạo mặt bằng thi công. + Tránh khả năng bê tông lẫn với đất khi thi công bê tông. Móng đơn bê tông cốt thép lắp ghép dưới cột được cấu tạo bằng một hoặc nhiều

khối, để giảm trọng lượng, người ta làm các khối rỗng hoặc khối có sườn để việc cẩu lắp thi công dễ dàng.

Hình 2.5: Móng lắp ghép



2.2. Móng băng và móng băng giao nhau Móng băng là loại móng có chiều dài rất lớn so với chiều rộng, móng băng còn

được gọi là móng dầm, được kiến thiết dưới tường nhà, móng tường chắn, dưới dãy cột. 2.2.1. Móng băng dưới tường

Móng băng dưới tường được chế tạo tại chỗ bằng khối xây đá hộc, bê tông đá hộc hoặc bê tông hoặc bằng cách lắp ghép các khối lớn và các panen bê tông cốt thép. Móng thi công tại chỗ dùng ở những nơi mà việc lắp ghép các khối là không hợp lý.

Móng băng dưới tường lắp ghép có cấu tạo gồm hai phần chính: Đệm và tường. Đệm móng bao gồm các khối đệm, các khối này thường không làm rỗng và được

thiết kế định hình sẵn. Các khối đệm được đặt liền nhau hoặc cách đều với nhau (đối với đệm không liên tục). Khi dùng các khối đệm không liên tục sẽ làm giảm được số lượng các khối định hình nhưng sẽ làm trị số áp lực tiêu chuẩn tác dụng lên nền đất tăng lên một ít.

Tường móng được cấu tạo bằng các khối tường rỗng hoặc không rỗng và được thiết kế định hình sẵn.



2.2.2. Móng băng dưới cột Móng băng dưới cột được dùng khi tải trọng lớn, các cột đặt ở gần nhau nếu dùng

móng đơn thì đất nền không đủ khả năng chịu lực hoặc biến dạng vượt quá trị số cho phép.

Dùng móng băng bê tông cốt thép đặt dưới hàng cột nhằm mục đích cân bằng độ lún lệch có thể xảy ra của các cột dọc theo hàng cột đó.

Khi dùng móng băng dưới cột không đảm bảo điều kiện biến dạng hoặc sức chịu tải của nền không đủ thì người ta dùng móng băng giao thoa nhau để cân bằng độ lún theo hai hướng và tăng diện chịu tải của móng, giảm áp lực xuống nền đất.

Trong các vùng có động đất nên dùng móng băng dưới cột để tăng sự ổn định và độ cứng chung được tăng lên. Móng băng dưới cột được đổ tại chỗ. Việc tính toán móng băng dưới cột tiến hành như tính toán dầm trên nền đàn hồi.



2.3. Móng bè

Là móng bê tông cốt thép đổ liền khối, có kích thước lớn, dưới toàn bộ công trình hoặc dưới đơn nguyên đã được cắt ra bằng khe lún.

Móng bè được dùng cho nhà khung, nhà tường chịu lực khi tải trọng lớn hoặc trên đất yếu nếu dùng phương án móng băng hoặc móng băng giao thoa vẫn không đảm bảo yêu cầu kỹ thuật. Móng bè hay được dùng cho móng nhà, tháp nước, xilô, bunke bể nước, bể bơi...

Khi mực nước ngầm cao, để chống thấm cho tầng hầm ta có thể dùng phương án móng bè, lúc đó móng bè làm theo nhiệm vụ ngăn nước và chống lại áp lực nước ngầm.

Móng bè có thể làm dạng bản phẳng hoặc bản sườn.



Loại móng bản có thể dùng khi bước cột không quá 9m, tải trọng tác dụng xuống mỗi cột không quá 100T, bề dày bản lấy khoảng 1/6 bước cột.

Khi tải trọng lớn và bước cột lớn hơn 9m thì dùng bản có sườn để tăng độ cứng của móng, bề dày lấy khoảng 1/8-1/10 bước cột, sườn chỉ nên làm theo trục các dãy cột.

Móng bè sử dụng có khả năng giảm lún và lún không đều, phân phối lại ứng suất đều trên nền đất, thường dùng khi nền đất yếu và tải trọng lớn.

Việc tính toán móng bản (móng bè) được tính như bản trên nền đàn hồi. Các móng bê tông cốt thép dạng hộp dùng dưới nhà nhiều tầng cũng thuộc loại móng này. Các móng này gồm hai bản (trên và dưới) và các sườn tường giao nhau nối các bản đó lại thành một kết cấu thống nhất. 2.4. Móng vỏ

Móng vỏ được nghiên cứu và áp dụng cho các công trình như bể chứa các loại chất lỏng (dầu, hoá chất...), nhà tường chịu lực.

Móng vỏ là loại móng kinh tế với chi phí vật liệu tối thiểu, có thể chịu được tải trọng lớn, tuy nhiên việc tính toán khá phức tạp.

§3. Chọn chiều sâu đặt móng

Chọn độ sâu đặt móng là một trong những khâu quan trọng trong công tác thiết kế nền móng. Việc chọn chiều sâu đặt móng hợp lý sẽ đảm bảo nền chịu được tải trọng do công trình truyền xuống, giải pháp móng và chiều sâu đặt móng hợp lý sẽ đảm bảo được tính kinh tế và kỹ thuật.

Việc chọn chiều sâu đặt móng nên căn cứ vào các yếu tố sau: - Điều kiện địa hình. - Điều kiện địa chất công trình (sự phân bố các lớp đất). - Điều kiện địa chất thuỷ văn (công trình mực nước ngầm). - Đặc điểm của công trình thiết kế và công trình lân cận. - Điều kiện khí hậu (đất sét trương nở và co ngót theo mùa cần chọn độ sâu mà

nền đất ít bị thay đổi theo mùa, cần đặt sâu). Chiều sâu đặt móng tối thiểu

mh = 0,5m. Móng được ưu tiên đặt vào lớp đất tốt, gặp lớp đất yếu thì nên dùng nền nhân tạo. Khi các móng có chiều sâu khác nhau mà giao nhau thì phải cấu tạo giật bậc chuyển tiếp với tỉ số chiều cao và chiều rộng không vượt quá giá trị 1:2, với đất cứng có thể sử dụng tỷ số 1:1.

hm1hm2

aa

2a2a

Hình 2.13: Móng có chiều sâu giật bậc



- Móng đặt gần móng cũ ( ϕ là góc ma sát trong của đất):

Hình 2.14: Móng đặt gần móng cũ

H L tg tgα ϕ= ≤ (0.1)

- Khi chọn chiều sâu chôn móng cần lưu ý đến sức chịu tải của nền phụ thuộc vào độ sâu chôn móng và chiều rộng móng

+ 0,5mh b ≤ : móng chôn nông, nền dễ bị ép trồi lên trên mặt (0.2)

+ 0,5 2mh b< ≤ : móng chôn sâu trung bình (thường chọn) (0.3)

+ 2 3mh b< ≤ : móng chôn sâu (0.4)

+ 3mh b > : móng chôn rất sâu (0.5)

hm

b

2 < hm/b ≤ 3

hm

b

hm/b ≤ 0.5 0.5< hm/b ≤ 2

bhm

hm/b > 3

hm

b

Hình 2.15: Ảnh hưởng của chiều sâu đặt móng đến sự phát triển vùng trượt

Nguyên tắc chọn chiều sâu đặt móng và ảnh hưởng của các yếu tố khác nhau đến chiều sâu đặt móng đã trình bày trong mục 6.1 của chương 1 nên sẽ không lặp lại ở đây.



§4. Trình tự thiết kế

1. Lựa chọn phương án móng.

2. Xác định tải trọng lên móng.

3. Chọn độ sâu đặt móng.

4. Xác định kích thước sơ bộ của móng.

5. Kiểm tra kích thước móng theo trạng thái giới hạn I và trạng thái giới hạn II.

6. Tính toán độ bền và cấu tạo móng.

§5. Tính toán móng cứng

Móng cứng là loại móng có độ cứng vô cùng lớn so với nền đất. Khi làm việc, móng chỉ chịu nén (không chịu uốn) → cấu tạo móng dựa vào góc mở của móng Vlα≤α (góc cứng của vật liệu). Việc tính toán móng cứng thực hiện theo trình tự nêu ở mục 4, dưới đây trình bày chi tiết các bước tính toán sau khi đã chọn được chiều sâu đặt móng. 5.1. Xác định kích thước sơ bộ của đáy móng

Kích thước của đáy móng được xác định nhằm đảm bảo cho áp lực đáy móng không vượt quá áp lực tiêu chuẩn của nền. 5.1.1. Xác định áp lực tiêu chuẩn của nền

Như ta đã biết trong lý thuyết Cơ học đất: Nếu tải trọng tác dụng trên nền nhỏ hơn một giới hạn xác định ( 1

ghP ) thì biến dạng của nền đất chỉ là biến dạng nén chặt, tức là sự giảm thể tích lỗ rỗng khi bị nén chặt, tắt dần theo thời gian và những kết quả thực nghiệm cho thấy giữa ứng suất và biến dạng có quan hệ bậc nhất với nhau.

Hình 2.17: Các giai đoạn biến dạng của nền khi chất tải

Nếu tải trọng tác dụng lên nền tiếp tục tăng vượt qua trị số 1ghP thì trong nền đất

hình thành các vùng biến dạng dẻo do các hạt đất trượt lên nhau, thể tích đất không đổi

hm

b

ααhm

b

αα

Hình 2.16: Góc mở của móng cứng



và không nén chặt thêm. Lúc này quan hệ giữa ứng suất và biến dạng chuyển sang quan hệ phi tuyến (hình 2.17).

Để thiết kế nền theo trạng thái giới hạn về biến dạng thì trước hết phải khống chế tải trọng đặt lên nền không được lớn quá một trị số quy định để đảm bảo mối quan hệ bậc nhất giữa ứng suất và biến dạng, từ đó mới xác định được biến dạng của nền vì tất cả các phương pháp tính lún đều dựa vào giả thiết nền biến dạng tuyến tính.

Tải trọng quy định giới hạn đó gọi là tải trọng tiêu chuẩn, hay áp lực tiêu chuẩn của nền hay còn gọi là áp lực tính toán quy ước của nền. Theo qui phạm của Việt Nam, áp lực tiêu chuẩn của nền được xác định theo điều kiện khống chế độ sâu của vùng biến dạng dẻo không phát triển quá một phần tư chiều rộng móng.

Khi thiết kế nền móng hay cụ thể là xác định kích thước đáy móng thì người thiết kế phải chọn diện tích đáy móng đủ rộng và sao cho ứng suất dưới đáy móng bằng hoặc nhỏ hơn trị số áp lực tiêu chuẩn.

Việc xác định áp lực tiêu chuẩn của nền đất là công việc đầu tiên khi thiết kế nền móng, có thể xác định áp lực tiêu chuẩn theo hai cách sau đây.

* Xác định áp lực tiêu chuẩn theo kinh nghiệm

Tuỳ theo từng loại đất và trạng thái của nó, theo kinh nghiệm người ta cho sẵn trị số áp lực tiêu chuẩn tcR của nền như trong bảng sau:

* Ghi chú: với các trị số e, B trung gian, xác định tcR

bằng cách nội suy. Các trị số

trong bảng ứng với bề rộng móng b=1m, hm =1,5 ÷ 2m. Nếu b # 1m và hm # 1,5m thì phải hiệu chỉnh:



. .tcR R m n=

trong đó:

R - Trị số áp lực tiêu chuẩn tra theo bảng trên; m - Hệ số hiệu chỉnh bề rộng móng. Khi b ≥ 5m thì m = 1,5 cho đất cát, m = 1,2

cho đất loại sét. Khi 1 < b < 5m thì: 1. 14

bm α−= + với α = 0,5 cho đất cát và α = 0,2 cho

đất sét. n - Hệ số điều chỉnh độ sâu đặt móng:

n = 0,5 + 0,0033.h khi h < 1,5m

( )1 . . 200.

n k hm Rγ

= + − khi h > 2m

γ - Dung trọng của đất (tính ra kG/cm3), h - Chiều sâu chôn móng (cm), k = 1,5 cho đất sét, k = 2,5 cho đất cát, và k = 2,0 cho đất á sét và á cát.

* Ngoài ra, đối với các loại đất đắp dùng làm nền công trình, loại đất này tuy có nhược điểm là biến dạng lớn và tính không đồng nhất cao, nhưng ở một điều kiện thích hợp nó vẫn dùng làm nền công trình tốt. Theo quy phạm, đối với nền đất đắp đã ổn định, trị số áp lực tiêu chuẩn của một số loại đất như sau:

* Ghi chú : Trị số tcR trong bảng dùng cho móng có chiều sâu chôn móng mh >

2m, khi mh < 2m thì trị số tcR phải giảm xuống bằng cách nhân với hệ số

2m

m

h hKh

+= .

Đối với đất đổ, bãi thải công nghiệp chưa ổn định thì tcR nhân với hệ số 0,8. Trị số tcR

trung gian của độ bão hoà G thì nội suy.

* Xác định áp lực tiêu chuẩn theo qui phạm

Theo TCXD 45 - 70 và 45 - 78 cho phép tính toán trị số áp lực tiêu chuẩn của nền đất khi vùng biến dạng dẻo phát sinh đến độ sâu bằng 1/4 bề rộng móng b.



Biểu thức tính toán tcR theo TCXD 45-70:

( ). . .tcdR m A b B h D cγ= + +

Biểu thức tính toán tcR theo TCXD 45-78:

( )1 20

. . . . . .t cd m t d t

t c

m mR A b B h D c hK

γ γ γ= + + −

trong đó:

tcK - hệ số độ tin cậy của số liệu thí nghiệm đất; nếu các chỉ tiêu cơ lý được xác định bằng thí nghiệm trực tiếp đối với đất thì tcK

lấy bằng 1,0. Nếu các chỉ tiêu đó lấy

theo bảng quy phạm thì tcK lấy bằng 1,1.

A, B, D : là các hệ số tra bảng phụ thuộc góc ma sát trong của lớp đất dưới móng.

mh : là chiều sâu chôn móng

b: chiều rộng móng

0h : là chiều sâu từ mặt đất đến nền tầng hầm tương đương, trường hợp không có tầng hầm, 0h = 0

Hình 2.18: Móng dưới đáy tầng hầm

0 m tdh h h= − ; 1 2kc

tdt

h h h γγ

= + ⋅

dtck γγγ ,, : là trọng lượng thể tích của kết cấu đáy tầng hầm đất phía trên móng và

đất dưới móng. m - Hệ số điều kiện làm việc của đất nền: m=0,8 khi nền đất là đất cát nhỏ, bão

hoà nước; m=0,6 - Khi nền đất là cát bụi, bão hoà nước; m=1 trong các trường hợp khác.



1 2,m m - lần lượt là hệ số điều kiện làm việc của nền và hệ số điều kiện làm việc của công trình tác dụng qua lại với nền, lấy theo bảng sau:

Bảng 2.3: Bảng tra các hệ số điều kiện làm việc ,m m1 2

Loại đất Hệ số m1

Hệ số m2 đối với nhà và công trình có sơ

đồ kết cấu cứng với tỷ số giữa chiều dài và chiều rộng

Đất hòn lớn có chất nhớt là cát và đất sét, không kể đất phấn và bụi

1,4 ≥4 ≤1,5 1,2 1,4

Cát mịn : - Khô và ít ẩm - No nước

1,3 1,2

1,1 1,1

1,3 1,3

Cát bụi : - Khô và ít ẩm - No nước

1,2 1,1

1,0 1,0

1,2 1,2

Đất hòn lớn có chất nhét là sét và đất sét có độ sệt B ≤ 0,5

1,2 1,0 1,1

Như trên có độ sệt B > 0,5 1,1 1,0 1,0 Bảng 2.4: Bảng tra các hệ số điều kiện làm việc ,m m1 2

Góc ma sát trong ϕtc (độ) A B D

0 0,00 1,00 3,14 2 0,03 1,12 3,32 4 0,06 1,25 3,51 6 0,10 1,39 3,71 8 0,14 1,55 3,93 10 0,18 1,73 4,17 12 0,23 1,94 4,42 14 0,29 2,17 4,69 16 0,36 2,43 5,00 18 0,43 2,72 5,31 20 0,51 3,05 5,66 22 0,61 3,44 6,04 24 0,72 3,87 6,45 26 0,84 4,37 6,90 28 0,98 4,93 7,40 30 1,15 5,59 7,95 32 1,34 6,35 8,55 34 1,55 7,21 9,21 36 1,81 8,25 9,98 38 2,11 9,44 10,80 40 2,46 10,84 11,73 42 2,87 12,50 12,77 44 3,37 14,48 13,96 45 3,66 15,64 14,64



* Nhận xét: Việc xác định áp lực tiêu chuẩn theo kinh nghiệm (tra bảng) thường thiên về an toàn, các trị số nêu ra trong bảng đại diện cho một dãy các trị số dao động trong diện rộng. Trong thực tế thì các loại đất rất phong phú về loại và trạng thái nên xác định

tcR từ cách tra bảng thường ít chính xác và

không chặt chẽ về lý thuyết. Có thể sử dụng trị số này trong thiết kế sơ bộ, hoặc cho các công trình nhỏ đặt trên nền đất tương đối đồng nhất, công trình loại IV và loại V.

Xác định tcR theo TCXD 45-70 và 45-

78 cũng chưa chặt chẽ lắm về mặt lý thuyết vì sự phát triển của vùng biến dạng dẻo của đất cũng khác với vật thể đàn hồi. Tuy nhiên khi vùng biến dạng dẻo còn nhỏ thì sai khác đó cũng không lớn, hiện nay trong thiết kế người ta hay sử dụng trị số này.

Trong một số nghiên cứu gần đây cho thấy có thể sử dụng cường độ tính toán của đất nền trong tính toán kích thước móng bằng cách tính toán cường độ chịu tải của đất nền theo công thức của Terzaghi hoặc Berezantev rồi chia cho hệ số an toàn (Fs = 2÷2,5). Theo quan điểm này cho rằng lấy cường độ tính toán như vậy vừa đảm bảo điều kiện biến dạng, vừa đảm bảo điều kiện chiu tải. Tuy nhiên việc lấy trị số Fs chính xác là bao nhiêu thì cũng chưa thống nhất. Do vậy việc tính cường độ tính toán của nền đất theo phương pháp nào sao cho phù hợp với thực tế của nền đất và tính chất công trình để đảm bảo tối ưu trong thiết kế xây dựng công trình. 5.1.2. Xác định kích thước đáy móng cho trường hợp móng chịu tải đúng tâm

Móng chịu tải đúng tâm là móng có điểm đặt của tổng hợp lực đi qua trọng tâm diện tích đáy móng.

Xét một móng đơn chịu tải trong đúng tâm như hình vẽ (2.19). Trong điều kiện làm việc, móng chịu tác dụng của các lực sau:

- Tải trọng công trình truyền xuống móng qua cột ở mặt đỉnh móng: tcoN

- Trọng lượng bản thân móng: tcmN

- Trọng lượng đất đắp trên móng trong phạm vi kích thước móng: tcdN

- Phản lực nền đất tác dụng lên đáy móng tcp .

Biểu đồ ứng suất tiếp xúc dưới đáy móng là đường cong, nhưng đối với cấu kiện móng cứng, ta lấy gần đúng theo dạng hình chữ nhật. Ta có điều kiện cân bằng tĩnh học của móng:

.tc tc tco d m tcN N N p F+ + =



Trọng lượng của móng và đất đắp trên móng có thể lấy bằng trọng lượng của khối nằm trong mặt cắt từ đáy móng và được tính gần đúng như sau:

. .tc tcd m m tbG N N F h γ= + =

trong đó: F - là diện tích đế móng: .F a b=

tbγ - Trọng lượng thể tích trung bình của vật liệu móng và đất lấp trên móng

thường lấy bằng 32 2,2T m÷ .

Áp lực trung bình tại đáy móng: tco

tcN Gp

F+

=

Với giả thiết xem đất là môi trường biến dạng tuyến tính, theo TCXD 45-78:

t ctcp R≤

Lấy tctbp R= ta có

.tc

t cot b m

N h RF

γ+ = .

tco

t ct b m

NFR hγ

→ =−

Biểu thức trên cho phép xác định được diện tích đáy móng F khi biết tải trọng ngoài tác dụng tc

oN , áp lực tiêu chuẩn tcR và chiều sâu chôn móng mh . Ở đây cần chú ý

rằng trị số tcR lấy theo kinh nghiệm thì xác định được sơ bộ diện tích đáy móng F, còn

nếu tcR xác định theo công thức của quy phạm thì tham số bề rộng móng b và tỉ số các

cạnh đáy móng phải giả thiết trước ( a bα = ), sau khi có được diện tích đáy móng F sẽ tìm được kích thước các cạnh móng làm tròn đến kích thước chẵn rồi kiểm tra lại điều kiện về áp lực tiêu chuẩn của nền t c

tcp R≤ .

Ghi chú: Cũng có thể sử dụng cường độ tính toán quy ước R0 của nền đất (tra bảng) để xác định kích thước sơ bộ của móng sau đó tiến hành kiểm tra lại theo điều kiện

t ctcp R≤ . Nếu không đảm bảo điều kiện này cần tăng diện tích đế móng đến khi đạt yêu

cầu thì dừng lại. * Xác định kích thước hợp lý của móng đơn Việc chọn kích thước hợp lý của móng đơn ở đây ta cần tìm bề rộng b của móng

và từ tỷ số a = α.b để tìm được cạnh dài a và so sánh với diện tích yêu cầu. Phương pháp này xuất phát từ điều kiện: tc t c

tbp R≤ với tcR là cường độ tiêu chuẩn của nền đất, tctbp là

cường độ áp lực trung bình tiêu chuẩn do tải trọng công trình gây ra tại đáy móng. tc

tc otb

N GpF+

= hoặc 2 ..

tctc otb t b m

Np hb

γα

= + với a bα =



Thay vào điều kiện chịu tải của nền và biến đổi ta được phương trình bậc ba để xác định bề rộng móng như sau:

3 21 2. 0b K b K+ − =

trong đó: 21 1 3

... . tb mm

hM cK M h M γγ γ

= + − và 2 3.. .

tcoNK M

m α γ= . Với 1 2 3, ,M M M là các

hệ số phụ thuộc vào góc nội ma sát của đất nền dưới đáy móng, tra bảng; m - Hệ số điều kiện làm việc, lấy bằng 1; γ - trọng lượng riêng của đất nền dưới đáy móng.

Giải phương trình tìm được trị số b - bề rộng của móng, từ đó xác định a dựa vào điều kiện a = α.b và có được diện tích đáy móng.

Bảng 2.5. Bảng tra các hệ số 1 2 3, ,M M M ϕtc (độ) M1 M2 M3 ϕtc (độ) M1 M2 M3

1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 21 22

74,97 38,51 26,36 20,30 16,66 14,25 12,52 11,24 10,24 9,44 8,80 8,26 7,8 7,42 7,08 6,08 6,54 6,32 6,12 5,91 5,78 5,64

229,2 114,6 76,3 57,2 45,7 38,1 32,6 28,5 25,3 22,7 20,6 18,82 17,32 16,04 14,93 13,95 13,08 12,31 11,62 10,99 10,42 9,90

70,79 34,51 22,36 16,30 12,66 10,25 8,52 7,24 6,24 5,44 4,80 4,26 3,80 3,42 3,08 2,80 2,54 2,32 2,12 1,942 1,783 1,640

23 24 25 26 27 28 29 30 31 32 33 34 35 36 37 38 39 40 41 42 43 44 45

5,51 5,39 5,29 5,19 5,10 5,02 4,94 4,87 4,82 4,75 4,69 4,64 4,60 4,55 4,52 4,47 4,44 4,41 4,38 4,35 4,32 4,30 4,27

9,12 8,88 8,58 8,20 7,85 7,52 7,21 6,93 6,66 6,40 6,16 5,93 5,71 5,51 5,31 5,12 4,94 4,77 4,60 4,44 4,29 4,14 4,00

1,511 1,393 1,287 1,188 1,099 1,017 0,944 0,872 0,808 0,749 0,694 0,643 0,596 0,552 0,512 0,474 0,439 0,406 0,376 0,347 0,321 0,296 0,273

* Xác định kích thước hợp lý của móng băng Đối với móng băng có chiều dài lớn hơn nhiều lần so với bề rộng, khi tính toán

người ta cắt ra 1m dài để tính toán, do vậy trị số áp lực trung bình tiêu chuẩn tại đáy móng sẽ là:

.tc

tc otb t b m

Np hb

γ= +



Thay vào điều kiện chịu tải của nền và biến đổi ta được phương trình bậc hai để xác định bề rộng móng băng như sau:

21 2. 0b L b L+ − =

trong đó: 21 1 3

... ..

tb mm

hM cL M h Mm

γγ γ

= + − và 2 3..

tcoNL M

m γ= − . Với 1 2 3, ,M M M là các

hệ số phụ thuộc vào góc nội ma sát của đất nền dưới đáy móng, tra bảng; m - Hệ số điều kiện làm việc, lấy bằng 1; γ - trọng lượng riêng của đất nền dưới đáy móng. 5.1.3. Xác định kích thước đáy móng cho trường hợp móng chịu tải lệch tâm

Móng chịu tải lệch tâm là móng có điểm đặt của tổng hợp lực không đi qua trọng tâm diện tích đáy móng. Thường là móng các công trình chịu momen và tải trọng ngang. Độ lệch tâm e được tính như sau:

tc tce M N=

trong đó: tcM - giá trị momen tiêu chuẩn ứng với trọng tâm diện tích đáy móng; tcN -

tổng tải trọng thẳng đứng tiêu chuẩn tác dụng lên móng.

* Trường hợp lệch tâm bé

Trường hợp này độ lệch tâm e < a/6, biểu đồ ứng suất đáy móng như hình vẽ (Hình 2.20). Việc xác định kích thước đáy móng trong trường hợp này giống như đối với móng chịu tải trong đúng tâm, sau đó tăng diện tích đã tính lên để chịu mo men và lực ngang bằng cách nhân với hệ số K (K= 1,0 - 1,5), khi momen và lực ngang bé thì lấy K bé và ngược lại.

hm

Ntc

ptb

F

pmin pmax

hm

N

ptb

F

pmin pmax

M

N=N tc

M=e.N tc

Hình 2.20: Móng chịu tải lệc tâm bé

Kích thước đế móng được xác định theo điều kiện



max 1,2

tctb

t c

p R

p R

≤

≤ (0.6)

maxmin W W

t cyx

x y

MN G MpF+

= ± ±

hay maxmin

6 61 ..

t ca b

tb mN e ep ha b a b

γ = ± ± +

Trong đó ea và eb là độ lệch tâm theo phương cạnh a và b. Như vậy cách xác định kích thước sơ bộ của móng ta làm tương tự như trường hợp

móng chịu tải đúng tâm – chỉ thêm điều kiện max 1,2 tcp R≤ .

* Trường hợp móng chịu tải trọng lệch tâm lớn

Dạng biểu đồ ứng suất trong trường hợp này như hình vẽ và max 0p > , min 0p < , trường hợp này sau khi chọn diện tích đáy móng cần kiểm tra lại theo điều kiện lệch tâm.

Chú ý rằng do đất không chịu kéo nên phần biểu đồ áp lực âm không tồn tại và áp lực đáy móng sẽ phân bố dạng tam giác (sinh viên tự xây dựng công thức tính maxp và phạm vi tiếp xúc của móng với nền theo điều kiện cân bằng tĩnh).

* Một số biện pháp làm giảm hoặc triệt tiêu phần biểu đồ ứng suất âm dưới đáy móng

+ Thay đổi kích thước, hình dáng móng

+ Thay đổi trọng tâm móng



+ Cấu tạo hệ thống dầm, giằng móng để chịu momen.



5.2. Kiểm tra đế móng theo lớp đất yếu bên dưới

σzgli

σzbti

N tc

ahm

ptb

a ccaqu

bc

cb q

u

σz=0gl = p - γ .htb tb m

h

1

2

3

σz=hglσz=h + h

btm

Hình 2.21: Kiểm tra ứng suất trong nền đối với lớp đất yếu bên dưới

Để kiểm tra lớp đất yếu số 2 bên dưới chúng ta coi móng thực tế với độ chôn sâu mh tương đương với móng quy ước có độ chôn sâu là qu mh h h= + (h là khoảng cách từ

đáy móng tới bề mặt lớp đất yếu số 2), có diện tích xem như đáy móng thực tế mở đều về các phía một khoảng c:

2 ; 2qu qua a c b b c= + = +

Với nền đất yếu (2) ta kiểm tra theo công thức:

( )m

bt yz hh h Rσ σ =+ + ≤

Trong đó yR là áp lực tính toán tại bề mặt lớp đất yếu

( )1 22 1 2

. . . . . .yqu qu

t c

m mR A b B h D CK

γ γ= + +

A, B, D tra bảng phụ thuộc 2ϕ

Nhiệm vụ xác định , ,qu qu quF a b

t c

qu glz h

NFσ =

=

Ký hiệu 2

a b−∆ =

Dựa vào phương trình .qu qu quF a b=

2Δ Δqu qub F→ = + −

qu mh h h= +



5.3. Kiểm tra nền theo trạng thái giới hạn II [ ]S S≤ và [ ]S S∆ ≤ ∆

5.4. Cấu tạo móng Cấu tạo móng cứng nhằm đảm bảo chế độ làm việc của móng, người ta thường

cấu tạo theo góc mở của móng α sao cho vlα α< với vlα là góc cứng của vật liệu phụ thuộc vào vật liệu làm móng.

Hhm

b

H

b0 b0

hm

b

αα αα

Hình 2.22a: Cấu tạo móng cứng theo góc mở của vật liệu móng

Hình 2.22b: Cấu tạo móng băng bằng gạch và đá chẻ

Để đảm bảo khống xuất hiện ứng suất kéo trong móng thì chiều cao móng cứng phải thỏa mãn:

0 02 2 vl

b b b bH tg tgα α− −= ≤

- Với móng xây gạch 026vlα =



- Móng xây đá 029vlα =

- Móng bê tông lấy 030 35vlα = ÷ tuỳ theo mác

- Trong thực hành để tiết kiệm vật liệu người ta cấu tạo móng thành nhiều bậc, chiểu theo kinh nghiệm thực tế khi:

0,35H m≤ − 1 bậc

0,9H m≤ − 2 bậc

0,9H m> − 3 bậc

5.5. Một số chú ý khi tính toán móng cứng Trong trường hợp nền đất tốt theo tiêu chuẩn TCXD - 45 - 78 Khi nền đất phân bố thành lớp nằm ngang, tính nén lún không tăng theo chiều sâu,

trong phạm vi chiều dầy bằng 2 lần chiều rộng móng tính từ đáy móng thì việc xác định kích thước cuối cùng của móng được phép dùng giá trị áp lực tính toán quy ước đối với công trình cấp III và cấp IV.

§6. Tính toán nền theo trạng thái giới hạn thứ 2

Sau khi đã xác định được kích thước đáy móng theo điều kiện áp lực tiêu chuẩn, ta phải kiểm tra lại nền theo trạng thái giới hạn về biến dạng, hay còn gọi là TTGH II.

Nội dung của phần tính toán này nhằm để khống chế biến dạng của nền, không cho biến dạng của nền lớn tới mức làm nứt nẻ, hư hỏng công trình bên trên hoặc làm cho công trình bên trên nghiêng lệch lớn, không thoã mãn điều kiện sử dụng. Để đảm bảo yêu cầu trên thì độ lún của nền phải thoã điều kiện giới hạn về độ lún tuyệt đối và độ lún lệch cho phép.

Trước khi tính toán nền theo trạng thái giới hạn thứ 2 ta cần xác định độ lún giới hạn của công trình và xem nền đất có phải tính lún hay không. Các giới hạn này có thể xác định theo các bảng tra dưới đây:

* Tra bảng 16 TCXD 45 - 78 * Bảng 1.1 “Nền và móng các công trình dân dụng - công nghiệp” - NXBXD * Tra bảng 17 - TCXD 45 -78 hoặc bảng 1.2 “Nền và móng các công trình dân

dụng - công nghiệp” - NXB Xây dựng, để xem nền đất có cần phải tính lún hay không. Giá giới hạn của trị độ lún tuyệt đối hay giá trị giới hạn về biến dạng của công

trình phụ thuộc vào: + Đặc tính của công trình bên trên: Vật liệu, hình thức kết cấu, độ cứng không

gian và tính nhạy cảm với biến dạng của nền... + Phụ thuộc vào đặc tính của nền: Loại đất, trạng thái và tính biến dạng của đất,

phân bố các lớp đất trong nền... + Phụ thuộc vào phương pháp thi công.



6.1. Kiểm tra về độ lún Hiện nay có nhiều phương pháp khác nhau để tính toán độ lún của nền móng, một

số phương pháp đã được trình bày kỹ trong giáo trình Cơ học đất. Trong nội dung này chỉ giới thiệu những bước cơ bản của phương pháp cộng lún từng lớp. Đây là một trong những phương pháp được chú ý nhất và cho kết quả gần sát với thực tế nhất.

Theo quy phạm độ lún của nền đất dưới đáy móng được tính theo phương pháp cộng lún các lớp phân tố với chiều rộng móng b hoặc đường kính móng m10≤ và kiểm tra theo điều kiện:

[ ]S S≤

Nội dung của phương pháp cộng lún từng lớp: 1. Chia nền đất dưới đáy móng thành nhiều lớp có chiều dày ( )0,2 0,4 .ih b≤ ÷

hoặc ih ≤ 1/10 Ha, với b là bề rộng móng, Ha là chiều sâu vùng nén ép (chiều sâu tính lún).

2. Tính và vẽ biểu đồ ứng suất do trọng lượng bản thân đất: .btzi i ihσ γ=

3. Xác định áp lực gây lún: . ..

tcdgl o

m mtbN Gh h

a bσ σ γ γ+

= − = − với dtbσ là áp lực

trung bình tại đáy móng do tải trọng công trình và trọng lượng móng, đất đắp trên móng gây ra; γ - Dung trọng của lớp đất đặt móng; mh

- Chiều sâu chôn móng.

4. Tính và vẽ biểu đồ ứng suất do ứng suất gây lún gây ra: .gl gloiz i Kσ σ= với oiK

là hệ số phân bố ứng suất theo chiều sâu, xác định bằng cách tra bảng trong các sách cơ học đất phụ thuộc vào ( ),2a b z b .

5. Xác định chiều sâu vùng ảnh hưởng Ha, theo TCXD 45-70, Xác định Ha dựa vào điều kiện ở nơi có 0,2gl bt

zσ σ≤ với đất tốt và 0,1gl btzσ σ≤ với đất yếu.

6.Tính toán độ lún của các lớp đất phân tố iS theo các công thức:

1 2

1 1. . . . . . .

1 1gl gl gli i i i

i i oi i i iz i z i z ii i i

a e eS h a h h hE e eβ σ σ σ −

= = = =+ +

xác định 1ie

và 2ie

tương ứng với các trị số 1ip

và 2ip với 11 2

i i

bt btz z

ipσ σ

−+

= và

12 1 2

i i

gl glz z

i ip pσ σ

−+

= +

7. Tính toán độ lún cuối cùng của móng: 1

n

ii

S S=

=∑



Hình 2.23: Sơ đồ chia lớp đất tính lún và đường cong nén lún của đất

trong các công thức trên:

iβ là hệ số phụ thuộc vào hệ số nở hông µ , lấy trung bình cho các lớp 8,0i =β

iE và ih tương ứng là mô đun biến dạng và chiều dày của lớp đất phân tố thứ i

6.2. Kiểm tra độ chênh lệch lún Ngoài việc kiểm tra lún tuyệt đối của nền, ta cần đặc biệt chú ý đến độ chênh lệch

lún hay lún không đều của các móng trong cùng một công trình. Nếu trị số này lớn sẽ gây ra sự phân bố lại nội lực trong kết cấu bên trên, làm nứt gãy kết cấu. Độ chênh lệch lún được đánh giá qua các đại lượng:

- Chênh lệch lún giữa 2 móng đơn kề nhau - Chênh lệch lún do móng nghiêng - Chênh lệch lún do công trình bị uốn Tuỳ theo đặc điểm kết cấu công trình mà xác định loại chênh lệch lún để tính toán. * Chênh lệch lún giữa 2 móng kề nhau: 1 2S S S= −

* Độ chênh lệch lún tương đối: ( )1 2S S S L∆ = −

với: L là khoảng cách giữa 2 tâm móng 1 và móng 2; S1, S2 là độ lún của móng 1 và móng 2.

* Độ nghiêng của móng cứng có xét đến ảnh hưởng của móng lân cận và tính không đồng đều của nền đất xác định theo công thức:

1 2S Sarctgb

θ − =

trong đó S1, S2: là độ lún tại mép móng. (mép 1 và mép 2, b là khoảng cách giữa 2 mép móng).



Tổng quát ta phải kiểm tra theo các công thức: [ ]S S∆ < ∆ độ lún lệch tương đối của móng

[ ]θ θ< góc nghiêng của móng

[ ]U U< chuyển vị ngang nếu có

0 0[ ]C C< độ lệch tâm tương đối

* Trường hợp nhà với tường chịu lực, xét 1 đoạn tường dài L - kiểm tra độ võng (vồng)

3 12( )

2S Sf S +

= −

Và (độ lún lệch tương đối) độ võng tương đối: 2 3 12 [ ]2

S S SfS SL L

− −∆ = = < ∆

§7. Tính toán nền theo trạng thái giới hạn thứ nhất

Khi tải trọng ngoài vượt quá khả năng chịu lực của nền đất, nền bị phá hỏng về mặt cường độ, ổn định, lúc này nền được xem là đã đạt đến trạng thái giới hạn thứ nhất.

Đối với nền đá, khi đạt đến TTGH1 thì nền không còn đủ khả năng chịu tải nữa và nền bị phá hoại. Đối với nền đất, khi đạt đến TTGH1 thì xảy ra hiện tượng lún đột ngột, làm phá hỏng công trình bên trên. Mục đích của việc tính toán nền theo TTGH I là nhằm đảm bảo độ bền vững và ổn định của nền cũng như không cho móng bị trượt theo đáy hay bị lật .

Phạm vi sử dụng để tính toán nền theo TTGH I:

+ Nền đá.

+ Nền sét rất cứng, cát rất chặt, đất nửa đá. + Nền sét yếu, bão hòa nước và đất than bùn. + Nền đặt móng thường xuyên chịu tải trọng ngang. + Nền của công trình trên mái dốc.



Tải trọng tính toán: Dùng tải trọng tính toán và tổ hợp bổ sung. Điều kiện kiểm tra: Muốn cho nền đất không bị phá hỏng, mất ổn định (trượt, trồi)

thì tải trọng truyền lên móng công trình tác dụng lên nền đất phải có cường độ nhỏ hơn cường độ giới hạn của nền đất ấy.

* Đối với các ngành khác nhau, việc tính toán nền theo TTGH I cũng khác nhau. Đối với các ngành xây dựng dân dụng và công nghiệp ứng suất đáy móng được

xác định theo công thức:

ttd

tbNF

σ = ; maxmin

6 61ttd a bN e e

F a bσ = ± ±

ttdN - Tải trọng tính toán tại đáy móng

F – diện tích đáy móng F = a . b ea, eb – là độ lệch tâm theo phương cạnh a và b của móng điều kiện kiểm tra:

tb Rσ ≤

max 1,2. Rσ ≤

7.1. Sức chịu tải của nền đá Đối với nền đá, tính nén lún của nó rất bé, không đáng kể, mođun biến dạng của

đá có thể lớn hơn mođun biến dạng của đất hàng ngìn lần. Có khi ứng suất tác dụng lên nền đá gần đạt đến trị số phá hoại mà biến dạng của nó còn rất bé. Vì vậy người ta không cần kiểm tra biến dạng của nền đá mà chỉ cần tính toán và kiểm tra nền theo TTGH1 về cường độ.

Sức chịu tải tính toán R của nền đá được xác định theo biểu thức:

R = k.m.Rd trong đó: k, m là hệ số đồng nhất và hệ số điều kiện làm việc của nền đá. Thường lấy k.m = 0,5; Rd là cường độ chịu nén của mẫu đá bão hoà nước.

7.2. Sức chịu tải của nền đất Việc tính toán sức chịu tải của nền đất đã được giới thiệu kỹ trong Cơ học đất . Ở

đây chỉ giới thiệu lại một số biểu thức tính toán sức chịu tải cơ bản: 7.2.1. Phương pháp của Xokolôvxki theo lý thuyết cân bằng giới hạn

bhm

b

x

0δ

q

Ntc

Q tc



Khi có cả tải trọng ngang và đứng, thành phần thẳng đứng của tải trọng giới hạn (R) trong trường hợp này được xác định như sau:

1 1 1 2 1. . . . .gh mp R A x B h C cγ γ= = + +

trong đó :

21 γγ , : lần lượt là trọng lượng thể tích của đất nền và của đất phía trên đáy móng.

c: lực dính đơn vị của đất nền hm: chiều sâu chôn móng. Tải bên: 2.mq h γ=

x: toạ độ của điểm tính sức chịu tải (0 )x b≤ ≤ với b là chiều rộng móng.

A1, B1, C1: hệ số phụ thuộc vào góc ma sát trong của đất nền lấy theo bảng II - 10. Nền và móng - NXB. HVKTQS.

Thành phần nằm ngang của tải trọng giới hạn xác định như sau: .gh R tgτ δ=

Đối với trường hợp tải trọng lệch tâm như ở trên thực ra nếu muốn tính toán sức chịu tải của nền cho chặt chẽ thì không những chỉ kiểm tra trị số ghp

và p, mà còn phải

kiểm tra cả điểm đặt của tải trọng nữa (điểm đặt của ghp phải trùng với điểm đặt của p

do tải trọng ngoài tác dụng. Nhưng theo lời giải của V.V.Xôcolovxki thì tải trọng giới hạn ghp chỉ có một điểm đặt nhất định với độ lệch tâm ghe :

( ) ( )

( ) ( )

0

0

2. 3.3 2

gh x b gh xgh

gh x b gh x

p pbep p

= =

= =

+ = −

+

7.2.2. Phương pháp của Terzaghi K.Terzaghi đã đưa ra công thức tính tải trọng giới hạn ở trường hợp bài toán

phẳng như sau: . . 2 . . .gh q m cp R N b N h N cγ γ γ= = + +

trong đó: Nγ , qN và cN - Các hệ số sức chịu tải, phụ thuộc vào góc ma sát φ và tính theo

biểu đồ.

Hình 2.24: Biểu đồ chia để tra Nγ , qN và cN



7.2.2. Phương pháp mặt trượt trụ tròn Trong trường hợp không thể dùng phương pháp giải tích để xác định khả năng

chịu tải của nền được, lúc này ta phải sử dụng phương pháp đồ giải. Một số trường hợp hay gặp là:

- Phụ tải hai bên móng chênh lệch nhau quá 25%, - Nền đất không đồng nhất, gồm hai hoặc ba lớp đất có chỉ tiêu cơ lý khác nhau - Móng đặt trên mái dốc, mặt dưới mái dốc hoặc móng đặt trên một tầng đất

phân bố rất dốc. Trong những trường hợp trên ta dùng phương pháp đồ giải với giả thiết mặt trượt

là mặt trụ tròn. Theo phương pháp này, người ta tính theo sơ đồ bài toán phẳng: Cắt ra một đoạn dài 1 đơn vị để tính toán. Với những móng băng, tường chắn đất, nền đường có chiều dài lớn mới phù hợp với bài toán phẳng. Nhưng với móng hình chữ nhật người ta vẫn tính theo sơ đồ bài toán phẳng để thuận tiện và thiên về an toàn. Nội dung của phương pháp như sau:

+ Giả thiết mặt trượt là một cung tròn đi qua mép móng và có tâm là O1, bán kính R1. Chia lăng thể trượt thành nhiều mảnh bằng các mặt cắt thẳng đứng (hình 2.25)

+ Ta xét mảnh thứ i: - Tổng các lực tác dụng lên mảnh i:

i i iG p q= + trong đó:

.i iq Fγ= ∆

.i ip p b= ∆

với iF∆ là diện tích của mảnh

thứ i; γ là dung trọng của đất; p là cường độ ứng suất tính toán tại đáy móng; ib∆ là bề

rộng của mảnh thứ i. Đối những mảnh nằm ngoài phạm vi đáy móng thì không có ip .

Khi áp dụng phương pháp này để đánh giá sự ổn định của nền móng cần lưu ý một số điểm sau:

- Mặt trượt phải đi qua 1 mép đáy móng - Trọng lượng của các phân tố trượt có chứa diện tích để móng bằng tổng trọng

lượng đất và tổng hợp lực của áp lực để móng trong phạm vi phân tố đó. - chiều rộng mỗi phân tố trên lăng thể trượt không nên vượt quá 1/10 bán kính

cung trượt R. Xét phân tố trượt thứ i có trọng lượng ig



cos sini i i i iG G Gα α= +

Thành phần tiếp tuyến .sini i iT g α= của các phân tố nằm bên phải đường thẳng đứng đi qua tâm Oi sẽ có hướng trùng hướng trượt nên có xu hướng gây trượt

Thành phần tiếp tuyến .sini i iT g α= của các phân tố nằm bên trái đường thẳng đứng đi qua tâm Oi có xu hướng cản trở sự trượt

Cản lại sự trượt còn có 1 thành phần lực dính .ic l và lực ma sát 'i i.cos .tgi iT g α ϕ=

Lấy tổng mô men của các lực cản trở sự trượt với tâm Oi ta có mô men giữ

1

ngiui

iM

=∑ , lấy tổng mô men các lực gây trượt với tâm Oi ta có mô men trượt

1

ntruoti

iM

=∑

Hệ số ổn định trượt 1

1

ngiui

ii n

truoti

i

MK

M

=

=

=∑

∑

Với n là số phân tố trong lăng thể trượt

Cho điểm Oi thay đổi ( i = 1 ÷ k). Sau khi xác định được các trị số K đối với mỗi cung trượt, ta chọn trị số nhỏ nhất Kmin = min(Ki) để xét độ ổn định của nền. Muốn nền ổn định phải thõa mãn điều kiện sau: [ ]min 1,2 1,5K K≥ = ÷

7.3. Kiểm tra lật và trượt cho móng 7.3.1. Kiểm tra ổn định lật

Trong quá trình chịu lực nếu dưới đáy móng xuất hiện áp lực (ứng suất tiếp xúc) âm thì móng có khả năng bị lật, do vậy cần phải kiểm tra ổn định lật của móng.

Việc kiểm tra ổn định lật đổ của móng được tiến hành so với trục đi qua mép ngoài của đáy móng (điểm O) dưới tác dụng của tổ hợp tải trọng tính toán bất lợi nhất

Điều kiện kiểm tra:

[ ]gil l

l

MK K

M= ≥

trong đó: lK - hệ số ổn định lật; giM - tổng mô men giữ; lM - tổng mô men gây lật;

[ ]lM - hệ số ổn định lật cho phép (thường lấy bằng 1,5).



Nếu công trình được thiết kế nằm trên nhiều móng và tổng hợp lực không nằm ngoài lõi của diện tích đáy móng có liên kết cứng với nhau bằng các kết cấu chịu lực thì công trình có thể không bị lật đổ. 7.3.2. Kiểm tra ổn định trượt

Trường hợp móng chịu tải trọng ngang Q sẽ làm cho móng có xu hướng bị trượt ở mặt phẳng đáy móng, để đảm bảo móng không bị trượt ngang phải thoả mãn điều kiện

[ ]git t

t

TK K

T= ≥

trong đó: tK - hệ số ổn định trượt; . . ttgi dT m f N= - tổng lực giữ; [ ]tK - hệ số ổn định trượt

cho phép; tT - là tổng tải trọng ngang tính toán; m là hệ số điều kiện làm việc (thường lấy

nhỏ hơn hoặc bằng 1); ttdN - là tổng tải trọng thẳng đứng tính toán tại mức đáy móng; f -

hệ số ma sát giữa đáy móng và nền đất (tra bảng II-11. Nền và móng - NXB Học Viện KTQS).

Bảng 2.6: Hệ số ma sát của đá hoặc bê tông với các loại đất khác nhau TT Loại đất dưới đáy móng Trị số f 1 Đất sét và nham thạch có bề mặt bị bào mòn 0,25 2 Đất sét ở trạng thái cứng 0,30 3 Đất sét ở trạng thái dẻo 0,20 4 Cát ẩm ít 0,55 5 Cát ẩm 0,45 6 Á sét ở trạng thái cứng 0,45 7 Á sét ở trạng thái dẻo 0,25 8 Á cát ở trạng thái cứng 0,50 9 Á cát ở trạng thái dẻo 0,35 10 Đất đá 0,75

§8. Tính toán móng bê tông cốt thép

Móng bê tông cốt thép (móng có độ cứng hữu hạn): là loại móng chịu được cả ứng suất kéo và nén. Do độ cứng hữu hạn nên khi làm việc móng sẽ bị uốn và trong trường hợp tổng quát biểu đồ phản lực của nền lên đáy móng có dạng đường cong.

Khi góc mở của móng nhỏ (hay nói cách khác phần mở rộng công xôn của móng không lớn) thoả mãn điều kiện 2tg ≤α có thể coi như móng bị biến dạng bé và biểu đồ ứng suất dưới đế móng là đường thẳng. Để đảm bảo điều kiện này thì chiều cao móng có thể lấy bằng:

04

b bH −= (do 2tgα = )



Hhm

b

H

b0 b0

hm

b

αα αα

Việc tính toán móng bê tông cốt thép cũng tuân theo các bước tương tự như với

móng cứng, ngoài ra ta còn phải kiểm toán về độ bền của móng theo TTGH I. Dưới đây sẽ trình bày chi tiết các nội dung tính toán móng BTCT theo TTGH I đối với bản thân móng.

8.1. Sơ đồ tính và các dạng phá hoại của móng BTCT Ta xét trạng thái chịu lực của một móng đơn BTCT như hình vẽ. Bỏ qua lực ngang

và ma sát trên mặt bên móng, vật thể móng chịu tác dụng của các lực sau:

- Tải trọng công trình tác dụng trên một diện tích hẹp (chân cột hoặc chân tường chịu lực).

- Phản lực nền tác dụng trên toàn diện tích đáy móng và có chiều ngược với áp lực của móng xuống nền.

Trong điều kiện như vậy, móng có khả năng bị phá hoại theo các dạng sau: 1. Móng bị chọc thủng bởi ứng suất cắt

trực tiếp trên tiết diện xung quanh chân cột hoặc chân tường (đường 1 trên hình vẽ).

2. Móng bị chọc thủng do tác dụng của ứng suất kéo chính, lúc này mặt phá hoại sẽ là mặt nghiêng 45o so với phương thẳng đứng (đường 2 trên hình vẽ).

3. Móng bị nứt gãy do tác dụng của mô men uốn. Trong phạm vi chân cột hoặc chân tường, độ cứng của kết cấu móng rất lớn, nên có thể xem móng bị ngàm tại đó, phần móng chìa ra ngoài chân cột (hoặc chân tường) bị uốn như dầm công xôn.

Tính toán móng theo trạng thái giới hạn I, hay nói cách khác là tính toán độ bền của móng. Nội dung chính là xác định kích thước của móng và cấu tạo cho hợp lý, đảm bảo cho móng không bị phá hỏng theo những dạng đã nêu trên. Việc tính toán gồm hai nội dung chính sau đây:

- Tính toán chiều cao móng, bậc móng. - Tính toán bố trí cốt thép chịu uốn cho móng Khi tính toán móng theo TTGH I dùng tải trọng tính toán.



8.2. Móng đơn bê tông cốt thép dưới cột Tính toán móng đơn bê tông cốt thép dưới cột bao gồm các bước sau: - Xác định chiều cao của móng - Cấu tạo bậc và tính toán bố trí cốt thép móng

8.1.1. Xác định chiều cao của móng a- Theo điều kiện chọc thủng

Gọi Q là lực tính toán xuyên thủng: max . tQ Fσ= . Điều kiện để móng không bị xuyên thủng là

00,75 . . .k tbQ R b h≤

trong đó: ( tF diện tích phần gạch chéo: . .t H HF a b a b= − ); 0 0 0 02 ; 2H Ha a h b b h= + = + ; btb: chu vi trung bình của tháp xuyên thủng: 0 0tb H Hb a a b b= + + + ; 0 0, , ,H Ha a b b tương ứng là các cạnh trên và cạnh dưới của tháp xuyên thủng.

hm

N

ptb

H

a0

h0

a*

45° 45°

a0

b0bHb

a

aH

hm

N

ptb

pmin pmax

M

H

a0

h0

a*

45° 45°

a0

b0bHb

a

aH

Sơ đồ tính toán chọc thủng của móng BTCT khi chịu tải đúng tâm và lệc tâm

b- Theo điều kiện không cần đặt cốt xiên ở phần cánh (đ. kiện chịu lực cắt).



0

01

2. .

tb

k

b b ah

m R a

σ −⋅ ⋅≥

trong đó: Rk - là cường độ chịu kéo tính toán của bê tông; a1 - là chiều dài bậc trên (sát mép cột, tường) 8.1.2. Cấu tạo móng dạng bậc hoặc vát

Chiều cao móng: 0 *H h a= +

Với *a là chiều dày lớp bê tông bảo vệ lấy bằng 5cm Khi 60H cm≤ → cấu tạo bậc 1

60 90H cm< ≤ → cấu tạo bậc 2

90H cm> → cấu tạo bậc 3

8.1.3. Tính toán bố trí thép móng * Giá trị mô men uốn theo phương cạnh a (mặt cắt I-I) và diện tích cốt thép theo phương song song với cạnh a

2( )8

aca tb

a a bM σ−= ⋅ ; 1

0.0,9. . .a

aa a

MFm m R h

=

m, ma – là hệ số điều kiện làm việc của móng và của cốt thép * Giá trị mô mem uốn theo phương cạnh b và diện tích cốt thép theo phương song song với cạnh b (mặt cắt II-II) tương ứng là:

2( )8

bcb tb

b b aM σ−= ⋅ ; 2

0.0,9. . .b

aa a

MFm m R h

=



Ra- cường độ chịu kéo tính toán của cốt thép; atbσ và b

tbσ tương ứng là giá trị trung bình của phản lực nền (áp lực đáy móng) trong phần công xôn của đế móng ngoài mặt cắt I-I và II-II.

Sau khi xác định được hàm lượng cốt thép, chọn đường kính cốt thép, tính toán số thanh và bố trí cốt thép cho móng như hình vẽ.

Cốt thép số 1: Chịu lực do mo men tại mặt ngàm I-I Cốt thép số 2: Chịu lực do mo men tại mặt ngàm II-II Cốt thép số 3 – Cốt thép đai, f6 ÷ f10 , a = 20cm Cốt thép số 4 – Cốt thép chịu lực của cột, bố trí đoạn chờ

trên cột một đoạn L = 30 f (f - đường kính cốt thép) Yêu cầu: Cốt thép có f >10 mm, khoảng cách a = 10-25cm

8.3. Móng băng

Chiều cao của móng phải thoả mãn điều kiện

0. . .tb kC m R hσ ≤ 0.

.tb

k

Ch

m Rσ

→ ≥

trong đó: C- chiều dài phần cánh móng; m - hệ số điều kiện làm việc của móng; Rk - cường độ chịu kéo tính toán của bê tông móng; tbσ - áp lực đáy móng trung bình ở phần cánh móng

H = h0 + a* với a* là chiều dày lớp bảo vệ 3 7cm= ÷

Chú ý tbσ phải lấy vế phía maxσ



Trị số mô men và diện tích cốt thép tại mặt cắt I – I

2.

2tb

I IC

Mσ

− = và 00,9. . . .

I Ia

a a

MF

R h m m−=

→ cấu tạo móng và bố trí cốt thép móng

§9. Các trường hợp đặc biệt khi tính toán móng

9.1. Tường và móng tầng hầm Nhà có tầng hầm có thể là nhà tường chịu lực hoặc nhà khung chịu lực. Tường

tầng hầm giống như tường chắn nhưng nó có các trần ngăn chống đỡ khác với tường chắn. Ngoài tải trọng công trình, tường tường hầm có phải chịu áp lực đất giống như tường chắn.

Tuỳ theo từng trường hợp áp lực lên tường tầng hầm có thể là áp lực chủ động hoặc bị động cộng với áp lực thuỷ tĩnh nếu có.



+ Áp lực chủ động . . .a a i i n c nciP K h hγ γ= +∑

+ Áp lực bị động:

. . .b b i i n c nciP K h hγ γ= +∑

+ q là áp lực (tải trọng) tạm thời tác dụng lên mặt đất giá trị tối thiểu của q là 1,0T/m2 và được quy đổi tương đương với đất có chiều dày qdh :

qdd

qhγ

=

- Trường hợp đất nhiều lớp có thể sử dụng tbγ và

tbϕ

.i itb

i

h

h

γγ = ∑

∑ ;

.i itb

i

h

h

ϕϕ = ∑

∑

+ Áp lực nước tác dụng lên tường . .n nc ncm hσ γ=

trong đó: m – Hệ số điều kiện làm việc lấy bằng 1,1; ncγ – Trọng lượng riêng của nước 1T/m3; nch – Chiều cao cột nước

Sơ đồ tính tường tầng hầm: thanh một đầu ngàm (ở vị trí đỉnh móng) và một đầu khớp (ở vị trí sàn tầng trệt) chịu tác dụng của tải trọng nêu trên.

Khi tính móng tường tầng hầm giá trị áp lực tiêu chuẩn (sức chịu tải của nền) được xác định theo công thức sau:

( )1 20

. . . . . . .tcd td t d t

tc

m mR A b B h D C hK

γ γ γ= + + −

với: ho = hm – htd

1 2Kc

tdt

h h h γγ

= + ⋅ (quy đổi

kết cấu đáy tầng hầm →đất tương đương)

9.2. Móng chịu kéo lên (nhổ) Trong thực tế một số móng

phải xét đến điều kiện chịu kéo lên trong quá trình làm việc như : Móng nhà công nghiệp, Hố thế của cầu treo... chúng ta phân biệt hai loại theo cấu tạo là móng bậc và móng chữ nhật có tường thẳng.



9.2.1. Móng bậc

Điều kiện để móng không bị nhổ ( )1 2. . tc tcm d ctn P n G G T≤ + +

trong đó: n1- hệ số vượt tải đối với lực kéo lên ≥ 1,1; n2- hệ số vượt tải đối với lực giữ lấy 0,8; tc

mG - Trọng lượng tiêu chuẩn của móng; tcdG - trọng lượng tiêu chuẩn của đất lên

móng; Tct – Tổng hợp sức chống trượt của đất

. . .ct i i i i iT F tg Fτ σ ϕ= =∑ ∑ (Fi là diện tích mặt cắt lớp đất i)

với iσ - là áp lực đất chủ động trung bình của lớp đất thứ i, iϕ là góc ma sát trong của lớp đất thứ i.

Tại vị trí tiếp xúc giữa đất và móng lấy tttg fϕ = ( ttf là hệ số ma sát giữa vật liệu móng và đất). Trong bảng II.11 - Nền móng - NXB Học Viện KTQS 9.2.2. Móng chữ nhật có tường thẳng

Điều kiện ổn định:

( )1 2. . tc tcm dn P n G G≤ +

Loại móng này để an toàn, chúng ta không kể đến lực ma sát mặt bên và sức chống cắt của đất vì do việc lấp hố móng chúng ta không kiểm soát được.

§10. Biện pháp bảo vệ móng

10.1. Khái niệm Móng thường được chôn sâu dưới đất vì vậy nó cần phải được bảo vệ chống nước

ngầm xâm thực. - Nước ngầm là một dung dịch hoá chất có nồng độ thấp, tuỳ theo chất hoá học có

trong nước mà nó thể xâm thực bê tông và phá hoại cốt thép móng. Nước trong đất có độ pH < 7 có tác dụng xâm thực móng mãnh liệt.

- Nước ngầm ảnh hưởng thực tiếp tới quá trình thi công: khi mực nước ngầm thay đổi theo mùa gây ra biến dạng phụ trong đất làm cho sức chịu tải của nền bị giảm đi.

Để tránh sự xâm thực của nước chúng ta cần phải có biện pháp thoát nước và chống ẩm cho móng góp phần đảm bảo độ bền và ổn định của công trình.

10.2. Biện pháp thoát nước mặt và thoát nước dưới đất - Chú ý tới việc thoát nước mưa (làm kè, rãnh kết hợp với hệ thống thoát nước

chung). - Trường hợp mực nước dưới đất cao hơn đáy móng tầng hầm → Đặt hệ thống

ống thoát có lỗ để thu và thoát nước đặt sâu 0,5m so với cốt sàn tầng hầm.

hm

P

Gm

GdGd



10.3. Bảo vệ móng bằng lớp vật liệu cách ẩm 10.3.1. Loại cách nước cứng

Sử dụng vữa XMC mác cao, dày từ 2 ÷ 3 cm hoặc bằng bê tông chống thấm khi sử dụng phụ gia bentonit, sepegit ... 10.3.2. Lớp cách ẩm dẻo

Lớp cánh ẩm dẻo gồm hai loại hoặc trát hoặc dán, yêu cầu lớp cách ẩm dẻo phải có độ gắn kết chặt với vật liệu móng và có khả năng làm việc lâu dài.

- Lớp cách ẩm trát được chế tạo chủ yếu bằng chất bi tum đun ở nhiệt độ 1000C hoà tan trong các dung môi loãng dùng quét lên bề mặt ngoài của móng.

- Lớp cách ẩm dán dùng loại vật liệu dễ uốn và dễ cuộn tròn như nhựa, giấy dầu, tôn ... được gắn chặt với nhau bằng matít nóng.

Một số ví dụ về sử dụng lớp cách ẩm dẻo bằng vật liệu cách ẩm Masterflex 2000

và Masterflex 3000 của hãng BASF



10.4. Chống xâm thực móng do nước dưới đất gây ra Trên thực tế khi gặp phải nước ngầm có tính ăn mòn cao (pH ≤ 7) người ta xử lý

bằng cách đào các rãnh xung quanh công trình và cho đá vôi để trung hoà axít đồng thời sử dụng đất sét luyện tạo nên lớp chống thấm bao bọc xung quanh công trình và đặc biệt tại các vị trí khe có dãn của các tầng hầm hay đường thông.



§11. Khái niệm về móng mềm và mô hình nền

11.1. Khái niệm Tính toán móng mềm nằm trong phần “tính toán kết cấu trên nền biến dạng” một

bộ phận của cơ học công trình, bộ phận cơ học này tính các kết cấu móng như móng băng, móng băng giao nhau, móng bè, móng dạng vỏ ...

Hiện nay, các công trình nhà cao tầng, tải trọng lớn được xây dựng ngày càng nhiều, nhiều khi phải xây dựng trên nền đất yếu. Do vậy các loại móng băng, móng băng giao thoa, móng bè, mómg hộp được sử dụng nhiều. Do vậy việc nghiên cứu tính toán lọai móng này là công việc hết sức cần thiết để phục vụ công tác thiết kế nền móng. Đảm bảo nền móng công trình đủ điều kiện chịu lực và biến dạng.

Khác với móng cứng, móng mềm có khả năng bị uốn đáng kể dưới tác dụng của tải trọng công trình, Biến dạng uốn này có ảnh hưởng nhiều đến sự phân bố lại ứng suất tiếp xúc (phản lực nền) dưới đáy móng. Do vậy khi tính toán ta không thể bỏ qua biến dạng uốn của bản thân kết cấu móng, hay nói cách khác là cần phải xét đến độ cứng của móng. Tuy nhiên để đơn giản trong tính toán, người ta chỉ xét đến độ cứng của móng trong những trường hợp móng có biến dạng uốn lớn đến một mức độ nào đó.

Theo QP 20-64 những móng thỏa mãn điều kiện sau:

31310 10oE at

E h= ⋅ >

thì coi như móng mềm để tính toán. Trong công thức nên trên, Eo – mô đun biến dạng của nền đất, E là mô đun đàn hồi của vật liệu móng, a1 là nửa chiều dài móng và h là chiều cao móng. móng có tỷ số hai cạnh l/b ≥ 7 coi như móng dầm, l/b<7 coi như móng bản.

1 2

1 2

0

P 2 W=W 0

P 1

2 P 1 P

d)

c)

b)

a)

r r

1

2



Công việc quan trọng của tính toán móng mềm là xác định phản lực nền và độ lún của móng, Móng mềm được đưa về hai dạng chính là dầm hoặc bản.

Phương trình trục võng của dầm được viết như sau:

4

( )( ) ( )4 [ ] .xx x

dEJ q p b

dx

ω⋅ = −

trong đó: E - độ cứng chịu uốn của dầm móng (bài toán phẳng); b- chiều rộng móng; )( xω - Độ võng của dầm móng.

Dưới tác dụng của áp lực đáy móng P(x), mặt nền bị lún xuống. Điều kiện tiếp xúc giữa đáy móng và nền là.

( ) ( )x S xω =

trong đó : ( )xω - Độ võng của dầm móng; S(x) - độ lún của nền.

Đại lượng chưa biết của bài toán là ( )xω hoặc S(x) và P(x)

Như vậy để giải được bài toán ta phải thêm phương trình quan hệ giữa độ lún và phản lực nền

S(x) = F1 (P(x)) hoặc P(x) = F2 (S(x)) Việc lựa chọn các quan hệ này phụ thuộc vào mô hình nền lựa chọn.

11.2. Mô hình nền biến dạng cục bộ Phương trình : P(x) = C . S (x)

trong đó C gọi là hệ số nền hay còn gọi là hệ số tỷ lệ. Mô hình này cho rằng độ lún của nền, móng chỉ xảy ra trong phạm vi gia tải. Giả thiết của loại mô hình nền này là mối quan hệ bậc nhất giữa áp lực và độ lún. Mô hình này còn gọi là mô hình Winkler, được biểu diễn bằng hệ lò xo thẳng đứng làm việc độc lập nhau, C chính là độ cứng của lò xo.

Hệ số C được lập thành bảng tra thuộc loại đất (KG/cm3) Tra bảng II - 14. Nền và móng. NXB Học Viện KTQS



Mô hình này có nhược điểm như sau: Quan niệm cho rằng độ lún chỉ xảy ra trong phạm vi diện gia tải chưa phù hợp với thực tế, dưới tác dụng của tải trọng biến dạng xảy ra cả trong và ngoài phạm vi gia tải.

Tuy nhiên phương pháp này tính toán đơn giản, khi móng có kích thước lớn, cũng như khi móng trên nền đất yếu cho kết quả khá phù hợp với thực tế nên được sử dụng nhiều.

11.3. Mô hình nền biến dạng tổng thể (bán không gian) Theo mô hình này nền đất được xem như một nửa

không gian đàn hồi với những đặc trưng là mođun biến dạng 0E và hệ số poisson μ. Vì đất không phải là vật thể

đàn hồi tuyệt đối nên thay cho mođun đàn hồi, người ta dùng mođun biến dạng 0E – là tỷ số giữa ứng suất và

biến dạng toàn phần của đất (bao gồm cả biến dạng đàn hồi và biến dạng dư).

Khi chịu tác dụng của lực tập trung P theo lời giải của J.Bossinesq ta có:

2

0

1( , ). .

S x y PEµ

π ρ−

= ⋅

trong đó: ρ- khoảng cách từ điểm đặt lực P đến điểm tính lực; E0, µ - mô đun biến dạng và hệ số nở hông của đất.

Nhận xét: Mô hình nền nửa không gian biến dạng đàn hồi đã xét đến tính phân phối của đất (tức biến dạng của nền xảy ra cả ở ngoài điểm đặt tải) vì vậy mô hình này còn gọi là mô hình nền đàn hồi biến dạng tổng quát.

Tuy nhiên mô hình này đã đánh giá quá cao tính phân phối của đất. Theo mô hình này những điểm nằm ở xa vô cùng mới hết lún. Trong thực tế đất không phải là vật liệu đàn hồi nên tính phân phốicủa nó kém. Kết quả thí nghiệm cho thấy là tuy ngoài phạm vi đặt tải có lún nhưng chỉ trong phạm vi nhỏ mà thôi. Nhược điểm của mô hình là không xét đến chiều dầy của tầng chịu nén.

Hình vẽ bên so sánh kết quả biến dạng của hai mô hình vừa nêu và kết quả thí nghiệm thực tế.

Mô hình này đánh giá quá cao tính phân phối của đất nên trị số nội lực trong kết cấu rất lớn, thiếu chính xác.

b)

a) W 0

ρ

P ρ

O



11.4. Mô hình lớp không gian biến dạng tổng thể Mô hình này là một bước phát trỉển của mô hình nền nửa không gian biến dạng

tổng thể nhưng có xét đến chiều dày lớp đất chịu nén Ha khi chiều dầy lớp đất H > Ha thì lấy Ha để tính, khi H < Ha thì lấy H để tính toán.

Nhược điểm của phương pháp này là coi Ha là hằng số trong khi Ha thay đổi tuỳ theo điểm tính lún

Ha = H0 + t . b

Đất sét H0 = 9m, t = 0,15 Đất cắt H0 = 6m, t = 0,1

§12. Tính toán móng dầm theo mô hình nền Winkler

12.1. Phương pháp xác định hệ số nền Để tính toán kết cấu dầm, bản trên nền đàn hồi theo mô hình nền Winkler, việc xác

định hệ số nền C là hết sức quan trọng. Ở đây ta xét một số cách xác định sau. 12.1.1. Phương pháp thí nghiệm

Trong nhiều phương pháp xác định hệ số nền, phương pháp thí nghiệm ngoài hiện trường cho kết quả chính xác nhất.

Dùng một bàn nén vuông kích thước 1mx1m, chất tải trọng nén và tìm quan hệ giữa ứng suất và độ lún của nền.

Hệ số nền xác định bằng công thức:

min minC Sσ=

trong đó: minσ - Ứng suất gây lún ở giai đoạn nén

đàn hồi (kG/cm2) ứng với độ lún bằng 1/4 - 1/5

độ lún cho phép. minS - Độ lún trong giai đoạn nén đàn hồi, ứng với ứng suất minσ

12.1.2. Phương pháp thống kê (tra bảng)

a. Dựa vào phân loại đất và độ chặt của lớp đất dưới đáy móng



b. Dựa vào phân loại đất, thành phần hạt, hệ số rỗng, độ sệt

12.1.3. Phương pháp thực hành xác định hệ số nền.

Phương pháp tra bảng được nhiều người đề cập đến, tuy nhiên, kết quả của nó không được chính xác, bởi vì chỉ dựa vào phân loại đất và một số chỉ tiêu cơ lý của đất đặt móng là chưa hợp lý, mặt khác phạm vi tra bảng lại rất rộng nên khó chọn được đúng trị số C. Do vậy ta có thể sử dụng phương pháp thực hành sau để xác định hệ số nền.

* Cơ sở lý thuyết: Dựa và cách tính lún theo phương pháp lớp tương đương

. .o tdS a hσ= ;

o oa Eβ= ; 22.1

1µβ

µ= −

−

trong đó: S- độ lún của móng (cm); σ - Ứng suất gây lún (kG/cm2); tdh – Chiều dày của lớp tương đương; oa – Hệ số nén lún tương đối (cm2/kG); μ - Hệ số nở hông của đất, phụ thuộc vào loại đất, tra bảng; E – Mođun biến dạng tiêu chuẩn (kG/cm2), được xác định theo số liệu thí nghiệm, nếu không có số liệu thí nghiệm thì căn cứ vào loại đất trạng thái để tra bảng.

Nếu trong phạm vi 2 tdh có nhiều lớp đất thì: . .tb

o tdS a hσ= ; 2

. .

2.oi i itb

otd

a z ha

h= ∑



với: ih – Chiều dày của lớp đất thứ i (cm); iz – Khoảng cách từ trọng tâm lớp đất thứ i đến đỉnh tam giác ứng suất gây lún ở độ sâu 2 tdh .

* Phương pháp xác định hệ số nền C theo phương pháp lớp tương đương:

. .tdh A bω= với ( ) ( )21 1 2A µ µ= − −

ω - hệ số ứng với độ lún trung bình, phụ thuộc vào tỷ số hai cạnh của móng, với móng hình vuông, cạnh b, ta có ω = 0,95, lúc này ta có: 0,95. .tdh A b= . Thay vào biểu thức tính lún ta có:

0,95. . . .S A bEβ σ=

Từ các trị số của β và A trong các bảng trên, ta có thể tính gần đúng .S b Eσ= (do các hệ số khác nhau không nhiều đối với các loại đất khác nhau). Ta có công thức xác định hệ số nền C với min 2σ σ= và min 4S S= là 2C E b= .

Nếu trong phạm vi chiều sâu 2b (3b với đất sét pha, 4b với đất sét) có nhiều lớp đất thì: 2 tbC E b= với 2. . 2tb i i iE E h z b= ∑ .

Ngoài cách tính nêu trên có thể dùng cách tính đúng dần dựa vào biểu thức quan hệ giữa phản lực nền với độ lún của mô hình nền ( ) ( ).p x C S x= để tính hệ số nền C khi biết độ lún của nền và áp lực gây lún. Cách này thường áp dụng khi tính móng bè dưới đáy tầng hầm.



12.2. Hệ phương trình vi phân cơ bản Từ điều kiện tiếp xúc giữa móng và nền ta có phương trình vi phân cơ bản:

( ) ( ) ( )4

4.4.

.dS q

SC bd

β ββ

β+ =

trong đó : .a xβ = ; 4 .C baEJ

=

Đây là phương trình vi phân để tính độ lún S ở dạng tổng quát theo biến số β .

Tại những đoạn dầm không có tải trọng ( ) 0q β =

và phương trình có dạng

4

( )( )4 4 0

d SS

dβ

ββ+ =

Kết hợp với điều kiện bên của bài toán để giải ra S và từ S xác định phản lực nền ( )xp theo quan hệ

( ) ( ).p x C S x=

12.3. Tính toán móng dầm dài vô hạn chịu tải trọng tập trung a. Tải trọng tập trung P :

Kết quả bài toán nhận được

13( )8 .

PS xEJ a

ζ= ⋅ ; 13( ) .8 .

PP x CEJ a

ζ= ⋅

2( )4PM xa

ζ= − ⋅ ; 3( )2PQ x ζ= ⋅

321 ζζζ ,, : gọi là hàm Zimmerman tra bảng II - 15. Nền và móng - NXB Học Viện KTQS.

Tại điểm đặt của tải trọng x = 0, ax = 0

max 3.

2 . .8 .P P aS

C bEJ a= =

max.

2P aP

b= ; max 4

PMa

=

b. Dầm dài vô hạn chịu mômen tập trung M0

Kết quả: 022( )

4 . .MS xEJ a

ζ= ⋅



04( )

2MM x ζ= − ⋅

1.( )2

a MoQ x ζ= − ⋅

c. Dầm dài vô hạn chịu tải trọng phân bố

Ứng dụng kết quả bài toán này khi chịu lực tập trung hay sau đó tính phần trong khoảng phân bố của tải trọng.

§13. Tính toán móng mềm theo mô hình nền là lớp đàn hồi có chiều

dày hữu hạn Tính toán móng mềm theo mô hình nền là lớp đàn hội có chiều dày hữu hạn được

tiến hành trong những trường hợp sau: a- Nền đất có chiều dày hữu hạn nằm trên nền đá cứng: trường hợp này xảy ra

hiện tượng tập trung ứng suất trong nền đất. Tuy nhiên độ lún trong trường hợp này bé hơn đối với nền nửa không gian vi phạm vì tính lún là hữu hạn (do tầng chịu nén bé) phân bố ứng suất dưới để móng sẽ khác khi nền là nửa không gian vì vậy trị số mô men và lực cắt sẽ khác.

b- Khi móng có diện tích đế móng lớn: nếu tính lún theo nền nửa không gian thì kết quả nhận được sẽ lớn hơn so với thực tế. Kết quả tính theo mô hình lớp đàn hồi có chiều dày hữu hạn nằm trên nền đá cứng cho kết quả phù hợp hơn.

Theo tiêu chuẩn TCXD 45 - 78. Khi bề rộng hoặc đường kính móng >10m thì dùng mô hình lớp đàn hồi có chiều dày hữu hạn để tính lún, chiều dày lớp đất.

Ha = H0 + t .b

với Đất sét : H0 = 9m và t = 0,15 Đất cát : H0 = 6m và t = 0,1

trong đó : b - là chiều rộng hoặc đường kính móng - Tầng chịu nén được coi là đồng nhất, mô đun biến dạng E và hệ số poisson µ

không thay đổi, quan hệ giữa ứng suất và biến dạng là tuyến tính. Chú ý : H > Ha → H = Ha H < Ha → H = H - Dùng công thức của O.I.A. Sekchiô với giả thiết ứng suất tiếp xúc giữa tầng đất

và tầng đá bằng 0.

( )

22

2

0

. . cos sin.(1 ) 4Ch . Shi

x aS hq H H HWE

α α αµπ α α α α

∞⋅−

= ⋅+∫



2. (1 ).i i

q c WW Eµ

π= −

Khi q.c = 1 tương ứng ta có độ lún đơn vị

21

.ik iWW Eµ

π−

= ⋅

Wi là độ lún tại điểm bất kỳ nằm trên bề mặt của tầng chịu nén ở cách xa trục của đoạn dầm bị chất tải 1 khoảng x c .

C - chiều dài đoạn dầm được chia ra

iW - Hệ số thuộc c H và x c , tra bảng 3.11 (nền và móng - NXB Xây dựng).

Hiệu độ lún ∆x = W0 – Wx = 2(1 ) .qC Fx

Eµ

π−

Khi q .c =1 → hiệu độ lún đơn vị ∆xk = 21W .xk Fxµ

π−

∆ =

trong đó: W0 - độ lún tại điểm 0; ikF - Hệ số độ lún tra bảng 3.12 (Nền và móng – NXB Xây dựng)

Sau khi xác định được xW∆ ta sẽ giải được nội lực trong móng.

§14. Phương pháp số tính toán móng mềm theo mô hình nền biến

dạng cục bộ Có thể sử dụng các phần mềm phân tích kết cấu để tính toán móng mềm theo mô

hình nền biến dạng cục bộ bằng cách xây dựng sơ đồ tính của kết cấu theo phương pháp Phần tử hữu hạn với các trường hợp tải trọng của công trình truyền vào móng. Phản lực của nền đất lên đáy móng được mô tả bằng các liên kết lò so với độ cứng xác định theo hệ số nền.

Đây là dạng đơn giản của cách tính tương tác. Chi tiết về cách đặt bài toán, xây dựng mô hình tính và giải bài toán tương tác có thể tham khảo trong tài liệu “Tính tương tác của kết cấu với nền biến dạng” của chương trình đào tạo sau đại học.

§15. Thi công móng nông

Công tác thi công móng nông gồm các bước sau: 1) Định vị hố móng. 2) Đào đất hố móng, bảo vệ đáy và thành hố móng (cần đặc biệt chú ý). 3) Dọn nền, làm khô hố móng và thi công móng. 4) Lấp đất hố móng.



Công tác định vị hố móng thường được xác định trên mặt bằng dựa vào hệ thống mốc định vị của công trình. Việc định vị các trục công trình và các vị trí móng cần phải chý ý sử dụng các hệ thống mốc tạm sao cho các mốc này không bị dịch chuyển hay ảnh hưởng bởi quá trình đào đất hố móng.

Công tác đào đất hố móng có thể thực hiện thủ công hay bằng máy tùy theo khối lượng đất đào cụ thể và chiều sâu hố đào. Thông thường khi móng chôn nông (hm<1,5m) thì có thể đào thủ công với hố đào vát hoặc hố đào được bảo vệ bằng ván lát. Trong trường hợp hố đào sâu, mặt bằng thi công rộng, điều kiện địa chất tốt cũng có thể đào hố móng vát với nhiều cấp đào. Khi hố đào sâu và khối lượng thi công lớn, mặt bằng thi công hạn chế thì người ta thường đào hố móng bằng máy kết hợp với việc bảo vệ giữ ổn định thành hố móng bằng hệ tường cọc ván. Hệ tường cọc ván cũng dùng để bảo vệ thành hố móng và đáy hố móng khi áp lực nước ngầm cao.

Khi đào hố móng thường không đào ngay đến cao độ đáy móng mà thường chỉ đào đến cao độ phía trên đáy móng khoảng 15-20cm nhằm không làm phá vỡ kết cấu của đất dưới đáy móng (hình vẽ)

Dưới đây sẽ giới thiệu một số nội dung cơ bản liên quan đến công tác bảo vệ đáy

và thành hố móng. Các công tác khác sẽ được giới thiệu chi tiết trong môn học thi công.

15.1. Bảo vệ đáy hố móng Đáy hố móng là tầng đất chịu lực của công trình, cần được bảo vệ tốt; Các nguyên nhân sau thường ảnh hưởng không tốt tới đất hố móng: - Sự đi lại của công nhân và máy móc trong quá trình đào và vận chuyển đất; - Sự co ngót của đất trong thời gian hố móng để lộ thiên; - Gradien thuỷ lực giữa đất mái hố móng và đất đáy hố móng; - Gradien áp lực nước ngầm chảy vào đáy hố móng; - Áp lực đẩy ngược của tầng nước có áp. Các nguyên nhân này làm cho độ lún tăng, sức chịu tải bị giảm; đáy hố móng dễ bị

đẩy bùng. Các biện pháp đề phòng: - Khi đào chừa lại 1 lớp đất đủ dày trước khi xây móng;



- Chống đẩy bùng do sự hình thành gradien áp lực dòng thấm giữa thành và đáy hố móng bằng cách bạt thoải mái đất hay sử dụng ván cừ.

- Trường hợp bị đẩy bùng do nước có áp ⇒ phải tính toán sao cho: . .nt Hγ γ>

trong đó: t- chiều dày còn lại của lớp đất sét (m); H- chiều cao cột áp (m);

γ , nγ tương ứng là trọng lượng riêng của đất dưới đáy móng và nước.

15.2. Bảo vệ thành hố móng Có 2 cách bảo vệ thành hố móng:

- Bạt mái (ta luy); - Dùng cừ giữ thành hố móng.

a)- Bạt mái: - Khi hố móng nông, hoặc khi điều kiện thi công cho phép;

- Chiều sâu đào tối đa: 4 452

ogh

ch tgn

φγ

= +

trên mặt đất không có tải trọng phụ

trong đó: n- hệ số an toàn =2-3; c; γ; ϕ - lực dính; dung trọng; góc ma sát trong của đất. - Hoặc tham khảo bảng độ dốc mái ta luy.

Loại đất

Trị số h/b khi độ sâu hố móng (m) <1,5 1,5-3 3-5

Đất cát và cuội sỏi bão hoà nước 1:0.25 1:1.0 1:1.25 Đất cát và cuội sỏi không bão hoà 1:0.5 1:1.0 1:1.0

Đất dính với độ ẩm thiên nhiên Cát pha 1:0.25 1:0.67 1:0.85 Sát pha 1:0.9 1:0.5 1:0.75

Sét 1:0.0 1:0.25 1:0.5 Trường hợp đất sét khi chiều sâu hố đào <1,5 mét có thể đào thẳng đứng b)- Dùng cừ: Ván lát; Cọc ván.

15.2.1. Bảo vệ thành hố móng bằng ván lát a)- Phạm vi sử dụng, cấu tạo: Phạm vi sử dụng: Dùng ở nơi mực nước ngầm thấp hơn đáy móng. Tác dụng: giữ cho vách hố móng ổn định hạn chế bớt việc dịch chuyển đất gây lún

cho các công trình bên cạnh. Cấu tạo (xem hình vẽ) gồm các bộ phận sau: ván lát ngang+thanh nẹp đứng+thanh

chống ngang + Ván lát: gỗ dày từ 4-8 cm; + Thanh nẹp: gỗ vuông hoặc tròn: d =12÷16 cm;



+ Thanh chống: d =14 ÷ 22 cm.

b)- Tính toán hệ ván lát:

Áp lực đất xác định theo lý thuyết Cu lông (Cơ học đất); chú ý nếu trên mặt đất có

tải trọng phân bố đều q tác dụng thì phải kể ảnh hưởng của nó. pa=γ. ka . z ; ka=tg2(450-ϕ/2); pa=γ. ka . z + ka. q có tải trọng q trên mặt đất. + Ván lát: Có tiết diện (b x δ), chiều dài lớn, do đó coi là dầm (siêu tĩnh) gối lên

các thanh nẹp; nhịp của ván là L1; (nếu các thanh nẹp bố trí đều nhau). Kiểm tra với ván dưới cùng vì chúng chịu tải trọng nhiều nhất (p3).

Mô men: 21

max 3 10LM p=



Ứng suất: maxu

M RW

σ = <

trong đó: p3 = γ. ka . h. b ; 2. 6W b δ= là mô men kháng uốn của ván; Ru- cường độ chịu uốn tính toán của gỗ.

+ Thanh nẹp: Sơ đồ tính coi là dầm đơn giản (thiên về an toàn):

Mô men: 2

max 8i

ihM p=

Ứng suất: maxu

M RW

σ = <

trong đó: pi- tải trọng trên nhịp hi của thanh nẹp; Mmax - mô men lớn nhất để kiểm tra ứng suất.

+ Thanh chống: Thanh chịu nén đúng tâm; lực tác dụng chính là tải trọng phân bố

trên diện Fp = L1.hi ; công thức kiểm tra: maxn

R RF

σφ

= <

trong đó: Rmax- phản lực tác dụng lớn nhất lên thanh chống; F- diện tích tiết diện ngang thanh chống; ϕ - hệ số uốn dọc; Rn- cường độ chịu nén dọc thớ của gỗ.

Chú ý: Khi hố móng rộng các thanh chống có thể thay bằng cọc chống xiên hoặc dây neo.

15.2.2. Bảo vệ thành hố móng bằng cọc ván

a)- Phạm vi sử dụng, cấu tạo: Phạm vi sử dụng: ngoài việc giữ ổn định mái, còn ngăn nước chảy vào hố móng. Cấu tạo gồm các bộ phận (hình vẽ): - Cọc ván: bằng gỗ; bê tông cốt thép, thép; cấu tạo đủ cứng để đóng xung quanh

hố móng trước khi đào đất; 2 bên thành cọc ván phải có mộng liên kết kín khíp để ngăn nước.

- Khung + nẹp liên kết đầu cọc: định hướng và truyền lực lên thanh chống. - Thanh chống ngang và dọc tường (cho hố móng rộng).



* Cọc ván gỗ (hình vẽ): -Ván bằng ván gỗ dày d= 2,5 ÷ 8 cm hoặc tiết diện vuông 10÷ 24 cm.

- Chiều dài: tới 8 mét, thích hợp nhất 4-5 mét. - Mũi cọc vát nhọn bịt sắt; đầu cọc có đai thép chịu các ứng lực sinh ra khi đóng

cọc. - Khi đóng dùng khung định hướng, khung thường làm bằng gỗ tròn, bắt chặt vào

các cọc định vị. Cọc định vị bố trí ngoài tường vây cách nhau khoảng 2-2,5 mét và đóng sâu hơn cọc ván từ 0,75-1 mét.

- Trước khi đóng cọc ván, đầu tiên lắp toàn bộ cọc ván xung quanh hố móng, sau đó mới tiến hành đóng dần tất cả xuống từng đợt, làm như vậy vòng vây sẽ chặt khít hơn đóng từng cọc ván xuống ngay đủ độ sâu.

* Cọc ván thép (hình vẽ): - Tiết diện chữ I ; chữ U hoặc chữ Z . - Loại tiết diện chữ I : dùng cho hố móng không sâu lắm, độ cứng cọc chủ yếu

dựa vào độ cứng cấu tạo khe liên kết ở 2 mép. - Kiểu chữ U có độ cứng tương đối lớn dùng cho các hố móng sâu 8-25 mét. - Kiểu chữ Z có mô men quán tính lớn và giảm trọng lượng bản thân. - Khi đóng ghép 2-3 thanh với nhau để tăng độ cứng và thuận lợi khi thi công. - Dùng khung định hướng để đóng cọc ván.

* Cọc ván bê tông cốt thép (hình vẽ): Độ cứng lớn có thể tồn tại lâu dài trong đất nên thường được làm bộ phận chịu lực

của công trình.



b)- Tính toán cọc ván: (thường là giải quyết bài toán phẳng - xét 1 đơn vị

chiều dài tường): Nội dung: Tính ổn định và cường độ cọc, tức là xác định độ cắm sâu của cọc vào

đất và tiết diện ngang cuả cọc và thanh neo (nếu có). * Tường cọc ván có neo:

+ Xét trường hợp đất sau tường đồng nhất có lực dính đơn vị c và góc ma sát trong

ϕ, do nước thấm qua tường chảy vào hố móng nên hình thành 1 đường cong hạ thấp mực nước i j như hình vẽ.

+ Áp lực nước tác dụng lên tường: (coi áp lực nước từ đáy hố móng trở xuống là cân bằng nhau).

( ) ( )2nc nc

H aE h H a γ

− = + −

+ Xác định chính xác đường i j rất khó, nên có 2 cách tính gần đúng: - Khi đất có tính thấm lớn, tường khép kín, nước ít chảy vào hố móng, có thể coi

mực nước ngầm không hạ thấp, khoảng cách từ mặt đất đến mực nước ngầm là a .



- Khi đất có tính thấm nhỏ, tường không kín, mực nước ngầm sẽ dốc gần đến hố móng, lấy a = H .

+ Áp lực đất (chủ động) tác dụng lên tường: (có kể lực dính - c)

( ) ( )2 222 45

2 2o

a a

H t cE k c H t tgγ φ

γ+ = − + − +

+ Chiếu các lực lên phương ngang và lấy mô men với điểm A, xác định được: - Phản lực T trong thanh neo; dùng tính cường độ thanh neo: 1 2T E E= −

- Phản lực bị động 2E : 12 1

2

hE Eh

=

+ Kiểm tra điều kiện tường ổn định: 2 ghE E≤ 2

2 . . 452 2

ogh b

hE k c t tgγ ϕ = + +

trong đó: 1E - hợp lực của áp lực chủ động và áp lực nước (nếu có); ka; kb- hệ số áp lực chủ động, bị động của đất.

2 452

oak tg ϕ = −

2 45

2o

bk tg ϕ = +

Nếu điều kiện 2 ghE E≤ không thoả mãn, cần tăng chiều sâu h và tính toán kiểm tra lại các bước trên.

Trường hợp đất nhiều lớp, khi tính toán dùng γ ; ϕ ; c trung bình. + Tính toán độ bền tường cọc ván: Tìm độ sâu (toạ độ) có mô men max (chính là vị trí có lực cắt Q=0); - Xét trường hợp mực nước ngầm cao bằng mặt đất: (a = 0 như Hình vẽ) Viết phương trình cân bằng lực cắt: (có kể lực dính c)

( )2 2

02 2

o nca

z h zk Tγ γ−

+ − =

Giải ra với biến z ta có:

2 22o a o a o a

a nc a nc a nc

h k h k T h kzk k kγ γ γ

γ γ γ γ γ γ −

= + + + + +

trong đó: 2

452

oo

chtg ϕ

= −



Mô men lớn nhất: ( )3 3

max 6o a ncz h k z

M Tzγ γ− +

= −

+ Xét trường hợp mực nước ngầm hạ bằng đáy móng: (a = H) .

ao k

Thzγ2

+= ; ( ) TzkhzM ao −

−=

6

3

maxγ

Theo kết cấu công trình: maxu

M RW

≤

* Tường cọc ván không neo: + Biểu đồ phân bố áp lực đất lên tường phức tạp hơn; + Giải quyết cho trường hợp đất rời, đồng nhất + Sự làm việc của tường: Do ảnh

hưởng áp lực đất, tường có xu hướng quanh quanh điểm C ở chiều sâu z = 0,8 t kể từ mặt đất.

+ Áp lực chủ động tác dụng lên đọan tường AB; BC là:

21

12a aE k Hγ=

2a a cE k Hzγ=

+ Chiếu các lực lên phương ngang và lấy mô men với điểm D, xác định được:

( )( )2

1 2 02 2

D Ea a

tk t ztE E kγ σγ + −

+ − + =

( )( )23

1 2 03 2 2 6

D ECa a

tk t zzH tE t E t kγ σγ + − + + − − + =

trong đó: Dσ - phản lực lớn nhất ở chân tường cọc ván; a bk k k= −

+ Từ phương trình đầu rút ra ( )Et z− thay vào phương trình thứ hai có biểu thức xác định Dσ :

( )( ) ( )

221 2

31 2

. . 2. .

. . 2 3 3 2a a

Da a C

t k E Et k

t k E H t E t zγ

σ γγ

− + = −− + − −

+ Kiểm tra điều kiện ổn định của tường: D ghEσ ≤

( ) .gh b aE H t k t kγ= + −



+ Trong thực tế tính toán thường giả thiết trước trị số t , sau đó kiểm tra theo các điều kiện đã chỉ dẫn ở trên.

- Giả thiết theo hướng dẫn sau: Htα

= ; ( )fα ϕ=

ϕ = 300 ; 250; 150 ⇒ α = 1,00 ; 0,75 ; 0,55 . + Kiểm tra độ bền của tường cọc ván: Cũng như trường hợp trên ta có:

maxu

M RW

≤

2 3

max 1. .

3 6aH z z kM E z

Hγ

= + + −

với 1 1a

a

k kz Hk k

= + +

2.16

W δ= δ - chiều dày tường cọc ván.

Ví dụ II-4: Kiểm tra cường độ nền đất; ổn định lật; trượt phẳng của móng băng dưới tường (móng cứng). Biết đất nền đồng nhất có γ = 18 KN/m3; sức chịu tải qui ước R’ = 300 KN/m2; các hệ số K1 = 0,1; K2 = 0,3; hệ số ma sát giữa đáy móng và nền đất f = 0,3; hệ số điều kiện làm việc m = 0,8. (Đơn vị tính bằng mét).

SCT nền đất: R = 1,2 R’[1+ K1 (b - 2)] +γ K2(h - 3)

Giải: Đưa hệ lực về trọng tâm đáy móng (lực tác dụng trên 1 mét dài): gọi H*; N*; M* - là hệ lực tác dụng ở trọng tâm đáy móng thì ta có - Khi đưa H về trọng tâm sẽ có: H* = H = 250T; và 1 mô men quay thuận kim đồng hồ MH = 250*(1+3) = 1000Tm - Khi đưa N về trọng tâm sẽ có: N* = N = 1200T; và 1 mô men quay ngược kim đồng hồ MN = 1200*(2,5-1,5)/2 = 1000 KNm - Tổng hợp ta có: M* = 1000 – 600 = 400 Tm (thuận kim đồng hồ)-như hình vẽ. + Kiểm tra cường độ: Ứng suất đáy móng: ta có F = 4 * 1 = 4m2; W = 1*42/6 .

21200 300 /4.1tb

N KN mF

σ = = =

2max 2

1200 400 450 /1.44.1

6

N M KN mF W

σ = + = + = ;

2min 2

1200 400 150 /1.44.1

6

N M KN mF W

σ = − = − =

H*N*

M*

A



Sức chịu tải của nền đất: R = 1,2 R’[1+ K1 (b - 2)] +γ K2(h - 3) Thay số: R = 1,2*300*[1+ 0,1*(4 - 2)] +17* 0,3*(3 - 3)=432 KN/m2. 1,2 * R = 1,2 * 432 = 518 KN/m2. σmin >0 nên không phải chỉnh biểu đồ ứng suất. So sánh thấy rằng: σtb < R ; σmax < 1,2*R nên nền đảm bảo về cường độ. + Kiểm tra ổn định trượt phẳng:

Điều kiện ổn định trượt phẳng: H mNf

≤

Với H = 250 KN; N = 1200 KN; f = 0,3 ; m = 0,8; thay số H / N*f = 250 /1200*0,3 = 0,695 < 0,8 – móng ổn định trượt; + Kiểm tra ổn định lật: quanh điểm A

Điều kiện ổn định lật: gh

M mM

≤

M = 400 KNm; Mgh = N * b/2 = 1200 * 4/2 = 2400 KNm M / Mgh = 400 / 2400 = 0,17 < 0,8 – móng ổn định chống lật. Ví dụ II-5: Kiểm tra ổn định của cọc ván thép và lực tác dụng vào neo của hệ cọc ván có 1 neo như hình vẽ; cho biết γn = 10 KN/m3 và 2 mét có 1 thanh neo. Đất sau cọc ván là đất rời đồng nhất có lực dính c = 0. (Đơn vị tính bằng mét). Giải: Hệ số áp lực chủ động: (trên và dưới MNN như nhau)

02 0 2 0 2 030 145 45 30

2 2 3ak tg tg tgϕ = − = − = =

Hệ số áp lực bị động: 0

2 0 2 0 2 03045 45 60 32 2bk tg tg tgϕ = + = + = =

Xác định các lực tác dụng lên cọc ván:

Ea1 = 1/2 * γ * ka * 22 = 1/2 * 18 * 1/3 * 4 = 12 KN/m;

Ea2 = γđn * ka * 2 * 6,5 = 10,5 * 1/3 * 2 * 6,5 = 45,5 KN/m;

Ea3 = 1/2*γđn *ka *6,52 = 1/2 * 10,5 * 1/3 *42,25 = 74 KN/m;

En1 = 1/2 * γn * 4,52 = 1/2 * 10 * 20,25 = 101,3 KN/m;

En2 = γn * 4,5 * 2 = 10 * 4,5 * 2 = 90 KN/m;

Eb = 1/2 * γđn * kb * 22 = 1/2 * 10,5 * 3 * 4= 63 KN/m;

+ Chiếu các lực lên phương ngang:

2

MNN

4,5

2

γ =18ΚΝ/m3

ϕ =30 ο

γ =10,5ΚΝ/m3

ϕ =30 ο®n

Neo

MNN

OT

Ea1

Ea2

Ea3En2

En1

Eb

24,

52



T = Ea1 + Ea2 + Ea3 + En1 + En2 - Eb = 12+45,5+74+101,3+90-63 = 259,8KN/m.

Nếu 2 mét có 1 thanh neo thì lực tác dụng lên thanh neo là: 2,8*2 = 519,6 KN. + Lấy mô men với điểm O: Mô men giữ: Mg = Eb *(2/3 *2 + 6,5) = 63 * (4/3 + 6,5) = 493,5 KN/m; Mô men lật: Ml = Ea1*2/3*2+Ea2*(6,5/2 + 2)+Ea3*(2/3*6,5+2)+En1*(2+2/3*4,5)+En2*(1+ 6,5) = 12*1,33+45,5*5,25+74*6,33+101,3*5,83+90*7,5 = 1988,9 KN/m. So sánh: Mg < Ml – cọc ván mất ổn định. Biện pháp: Tăng thêm phần cọc chôn trong đất hoặc hạ thấp MNN. Ví dụ II-6: Xác định chiều dày cần thiết của ván lát ngang, biết bề rộng của ván lát là 0,25 m, khoảng cách giữa các dầm đỡ là 1 m, cường độ chịu kéo khi uốn tính toán của ván là Ru =1,5x104 KN/m2. Xem hình vẽ. Giải: - Hệ số áp lực chủ động: (cả hai lớp đất như nhau)

02 0 2 0 2 030 145 45 30

2 2 3ak tg tg tgϕ = − = − = =

- Vẽ biểu đồ áp lực chủ động của đất: Do hệ số áp lực chủ động như nhau nên không có bước nhảy ở biểu đồ (xem hình vẽ) + Tại cao độ đáy lớp 1:

1 1 1. . ap h kγ= = 19 * 2,5 * 1/3 = 15,83 kN/m2

+ Tại cao độ đáy hố đào:

( )2 1 1 2 2. . . ap h h kγ γ= + = (19*2,5 +18 *3,5)*1/3 = 36,83 kN/m2 - Tải trọng lên ván lát (tính cho tấm ván dưới cùng): Để thiên về an toàn, bỏ qua sự thay đổi của áp lực đất trong phạm vi của bề rộng ván, coi như ván chịu tải phân bố đều với áp lực lớn nhất: 2. vq p b= = 36,83 * 0,25 = 9,208 kN/m

(Nếu tính chính xác phải lấy giá trị áp lực đất trung bình theo chiều sâu trên phạm vi của tấm ván lát dưới cùng: ptb = 36,08 kN/m2; q = 9,02 kN/m) - Mô men uốn lớn nhất của ván lát: coi ván làm việc như dầm đơn giản chịu uốn (thiên về an toàn):

Mmax = 2max

1,151 9,208. 8

1,128 9,02kNm khi q kN m

M q lkNm khi q kN m

== = =

Nếu tính theo sơ đồ dầm liên tục (do khoảng cách các thanh chống đứng bằng 1m là khá nhỏ thì ta có:

Mmax = 2max

0,921 9,208. 10

0,902 9,02kNm khi q kN m

M q lkNm khi q kN m

== = =

p1

p2



- Tính chiều dày ván lát: Điều kiện bền của ván lát max Wu uM Rσ = ≤ ; 2W . 6vb δ=

max6..v u

Mb R

δ⇒ =

Nếu tính theo sơ đồ dầm đơn giản: 0,043 4,3 9,2080,042 4,2 9,02

m cm khi q kN mm cm khi q kN m

δ= =

= = =

Nếu tính theo sơ đồ dầm liên tục: 0,038 3,8 9,2080,037 3,7 9,02

m cm khi q kN mm cm khi q kN m

δ= =

= = =

Ví dụ II-7: Kiểm tra cường độ nền đất, ổn định lật, trượt phẳng của móng băng dưới tường (móng cứng). Biết đất nền đồng nhất có γ = 18 KN/m3; sức chịu tải qui ước R’ = 300 KN/m2; các hệ số K1 = 0,1; K2 = 0,3; hệ số ma sát giữa đáy móng và đất nền f = 0,25; hệ số điều kiện làm việc m = 0,8. (đơn vị trong hình tính bằng mét).

Sức chịu tải của nền: R = 1,2 R’[1+ K1 (b - 2)] +γ K2(h - 3). Giả sử nền không đủ cường độ chịu lực, tìm biện pháp để tăng sức chịu tải của nền..

1,5 2,5

31

H=250KN

N=1200KN

Giải:

+ Đưa hệ lực về tác dụng ở trọng tâm đáy móng:

H’ = H = 250 KN và 1 mô men quay thuận kim đồng hồ;

MH = + (250 * (1+3)) = + 1000 KNm

N’ = N = 1200 KN và 1 mô men quay ngược kim đồng hồ

MN = - 1200*(2,5-1,5)/2 = - 600 KNm

M’ = 1000 – 600 = 400 KNm

+ Kiểm tra cường độ 21200 300 /

4.1tbN KN mF

σ = = =

2max 2

1200 400 450 /1.44.1

6

N M KN mF W

σ = + = + =



2min 2

1200 400 150 /1.44.1

6

N M KN mF W

σ = − = − =

σmin >0- không phải điều chỉnh US đáy móng

SCT nền đất: R = 1,2 R’[1+ K1 (b - 2)] +γ K2(h - 3)

R = 1,2*300*[1+ 0,1*(4 - 2)] +17* 0,3*(3 - 3)=432 KN/m2.

1,2 * R = 1,2 * 432 = 518 KN/m2.

So sánh:

σtb =300 KN/m2 < R= 432 KN/m2 ;

σmax=450 KN/m2 < 1,2*R=518KN/m2

Nền đảm bảo chịu lực.

+ Kiểm tra trượt phẳng:

Đ/K ổn định: **.

H mN f

≤

H* = 250 KN; N* = 1200 KN; f = 0,3 ; m = 0,8; thay số

H* / N*.f = 250 /1200*0,25 = 0,833 > 0,8 – móng bị trượt phẳng;

+ Kiểm tra lật quanh điểm A

Đ/K ổn định: *

gh

M mM

≤

M* = 400 KNm; Mgh = N * b/2 = 1200 * 4/2 = 2400 KNm

M / Mgh = 400 / 2400 = 0,17 < 0,8 – móng ổn định lật.

+ Tăng diện tích đế móng để giảm áp lực lên nền, gia cố nền đất có sức chịu tải tốt hơn..

Ví dụ II-8: Kiểm tra ổn định của cọc ván thép và lực tác dụng vào neo của hệ cọc ván có neo như hình vẽ; cho biết γn = 10 KN/m3 và 2 mét có 1 thanh neo. Đất sau cọc ván là đất rời đồng nhất có lực dính c = 0. (đơn vị trong hình vẽ tính bằng mét). Giả sử tường không ổn định, tìm biện pháp tăng cường và giải thích?

2

MNN

4,5

2

γ =18ΚΝ/m3

ϕ =30 ο

γ =10,5ΚΝ/m3

ϕ =30 ο®n

Neo

MNN



Giải:

+ Tính áp lực đất:

Hệ số áp lực chủ động (trên và dưới MNN) 0

2 0 2 0 2 030 145 45 302 2 3ak tg tg tgϕ = − = − = =

Hệ số áp lực bị động:

0

2 0 2 0 2 03045 45 60 32 2bk tg tg tgϕ = + = + = =

OT

Ea1

Ea2

Ea3En2

En1

Eb

24,

52

+ Xác định các lực tác động lên cọc ván:

Ea1 = 1/2 * γ * ka * 22 = 1/2 * 18 * 1/3 * 4 = 12 KN/m;

Ea2 = γ * ka * 2 * 6,5 = 18 * 1/3 * 2 * 6,5 = 78 KN/m;

Ea3 = 1/2 * γdn * ka * 6,52 = 1/2 * 10,5 * 1/3 * 42,25 = 74 KN/m;

En1 = 1/2 * γn * 4,52 = 1/2 * 10 * 20,25 = 101,3 KN/m;

En2 = γn * 4,5 * 2 = 10 * 4,5 * 2 = 90 KN/m;

Eb = 1/2 * γdn * kb * 22 = 1/2 * 10,5 * 3 * 4 = 63 KN/m;

+ Chiếu các lực lên phương ngang:

T = Ea1 + Ea2 + Ea3 + En1 + En2 - Eb = 12+78+74+101,3+90-63 = 292,3KN/m.

Nếu 2 mét có 1 thanh neo thì lực tác dụng lên thanh neo là: 292,3 *2 = 584,6 KN.

+ Lấy mô men với điểm O:

Mô men giữ:

Mg = Eb *(2/3 *2 + 6,5) = 63 * (4/3 + 6,5) = 493,5 KN/m;

Mô men lât:



Ml = Ea1 * 2/3*2 + Ea2 * (6,5/2 + 2) + Ea3 * (2/3 *6,5 + 2) + En1 * (2 + 2/3*4,5 ) + En2 * (1 + 6,5) =

= 12*1,33+78*5,25+74*6,33+101,3*5,83+90*7,5 =2075,4 KN/m.

So sánh: Mg < Ml – cọc ván mất ổn định.

+ Biện pháp:

- Tăng thêm chiều sâu chôn cọc vào đất Để tăng áp lực bị động (tăng lực giữ)

- Hạ thấp MNN: để giảm áp lực nước, (giảm mô men gây lật).



CHƯƠNG III: MÓNG CỌC

§1. Khái niệm

1.1. Định nghĩa: Hiện nay móng cọc là một trong các loại móng sâu được sử dụng rộng rãi. Trong

những trường hợp tải trọng công trình lớn, lớp đất tốt nằm sâu hoặc khi xây dựng công trình tại các nơi có nước thì giải pháp móng cọc là hợp lý hơn cả.

Móng cọc gồm hai bộ phận chính là cọc và đài cọc: + Cọc: là các thanh riêng

rẽ có nhiệm vụ truyền tải trọng của công trình lên tầng đất xung quanh cọc và dưới mũi cọc.

+ Đài cọc: là bộ phận kết cấu có tác dụng liên kiết các cọc thành một khối và phân phối tải trọng công trình lên các cọc.

* Tuỳ theo đặc tính làm việc của cọc trong nền đất mà người ta phân ra móng cọc chống và móng cọc ma sát.

* Tuỳ theo vị trí của đài cọc so với mặt đất mà phân thành móng cọc đài thấp và móng cọc đài cao.

Sự làm việc của móng cọc đài thấp và móng cọc đài cao là khác nhau vì vậy việc tính toán chúng cũng khác nhau. Tuỳ theo đặc tính, yêu cầu của công trình mà áp dụng phương án móng cọc cho hợp lý.

Một số ưu điểm và phạm vi sử dụng

Móng cọc sử dụng hợp lý đối với các công trình chịu tải trọng lớn mà lớp đất tốt nằm dưới sâu, giảm được biến dạng lún và lún không đều.

Khi dùng móng cọc làm tăng tính ổn định cho các công trình có chiều cao lớn, tải trọng ngang lớn như các nhà cao tầng, nhà tháp, ...

Móng cọc với nhiều phương pháp thi công đa dạng như : Cọc đóng, cọc ép, cọc khoan nhồi .v.v. nên có thể sử dụng làm móng cho các công trình có điều kiện địa chất, địa hình phức tạp mà các loại móng nông không đáp ứng được như vùng có đất yếu hoặc công trình trên sông ...

Móng cọc sử dụng rộng rãi trong các ngành xây dựng dân dụng và công nghiệp, cầu đường, thuỷ lợi - thuỷ điện.



1.2. Một số định nghĩa và thuật ngữ - Cọc chiếm chỗ: Là loại cọc được đưa vào lòng đất bằng cách đẩy đất ra xung

quanh. Bao gồm các loại cọc được chế tạo trước, được đưa xuống độ sâu thiết kế bằng phương pháp đóng, ép, rung hay cọc nhồi đổ tại chỗ mà lỗ tạo bằng phương pháp đóng.

- Cọc thay thế: Là loại cọc được thi công bằng cách khoan tạo lỗ, và sau đó lấp vào bằng vật liệu khác (như bê tông, bê tông cốt thép) hoặc đưa các cọc chế tạo sẵn vào.

- Cọc thí nghiệm: Là cọc được dùng để đánh giá sức chịu tải hoặc kiểm tra chất lượng cọc (siêu âm, kiểm tra chất lượng bê tông).

- Nhóm cọc: Gồm một số cọc được bố trí gần nhau và cùng chung một đài. - Băng cọc: Gồm những cọc được bố trị theo 1-3 hàng dưới các móng băng. - Bè cọc: Gồm nhiều cọc, có chung một đài lớn với kích thước lớn hơn 10x10m. - Cọc chống: Là cọc có sức chịu tải chủ yếu do lực chống của đất, đá tại mũi cọc. - Cọc ma sát: Là cọc có sức chịu tải chủ yếu do ma sát mặt bên của cọc và đất và

phản lực của đất nền tại mũi cọc. - Lực ma sát âm: Là giá trị lực do đất tác dụng lên thân cọc, có chiều cùng với

chiều của tải trọng công trình tác dụng lên cọc khi chuyển dịch của đất xung quanh cọc lớn hơn chuyển dịch của cọc.

- Sức chịu tải cho phép của cọc: Là giá trị tải trọng mà cọc có khả năng mang được bằng cách chia sức chịu tải cực hạn cho hệ số an toàn quy định.

- Sức chịu tải cực hạn: Là giá trị sức chịu tải lớn nhất của cọc trước thời điểm xảy ra phá hoại, xác định bằng tính toán hoặc thí nghiệm.

- Tải trọng thiết kế của cọc: Là giá trị tải trọng dự tính tác dụng lên cọc. - Móng cọc đài thấp: Là móng cọc có đài cọc nằm dưới mặt đất thiên nhiên, sự

làm việc của móng này với giả thiết toàn bộ tải trọng ngang do đất từ đáy đài trở lên chịu. - Móng cọc đài cao: Là móng cọc có đài cọc nằm cao hơn mặt đất tự nhiên, lúc

này toàn bộ tải trọng đứng và ngang đều do các cọc trong móng chịu. Thường gặp ở móng cọc các mố trụ cầu, cầu cảng, .v.v.

§2. Phân loại cọc – Cấu tạo cọc và đài cọc

2.1. Phân loại: Hiện nay có nhiều cách phân loại khác nhau đối với cọc.

2.1.1. Dựa theo vật liệu làm cọc Cọc gỗ: Vật liệu sử dụng là gỗ, chiều dài từ 5÷7m, đường ng kính 20÷30cm. Cọc tre: Sử dụng các loại tre gốc, đặc chắc. Cọc bê tông: Vật liệu là bê tông, sử dụng cho cọc chịu nén. Cọc Bê tông cốt thép: Loại cọc này được sử dụng nhiều nhất.



Cọc thép: Vật liệu thép I, H, C, loại cọc này dễ bị gỉ khi tiếp xúc với nước, đặc biệt là nước mặn.

Ngoài ra còn có các loại cọc thép bê tông, cọc liên hợp, tuy nhiên các loại cọc này ít được sử dụng. 2.1.2. Dựa theo đặc điểm làm việc của cọc

Dựa vào đặc điểm làm việc của cọc trong nền đất người ta phân thành cọc chống và cọc ma sát. Định nghĩa các loại cọc này đã trình bày ở mục 1.2. 2.1.3. Dựa theo biện pháp thi công

Tuỳ theo phương pháp thi công để hạ cọc đến độ sâu thiết kế mà người ta phân ra các loại cọc sau đây: a. Cọc hạ bằng búa: là cọc chế tạo sẵn, được hạ xuống bằng búa treo hoặc búa Diezel hoặc hạ xuống bằng búa máy rung, ép hoặc xoắn có thể khoan dẫn hoặc không.

Thuộc loại cọc này gồm cọc gỗ, cọc bê tông cốt thép chế tạo sẵn, cọc nối, cọc tháp, cọc nêm, cọc xoắn, cọc nạng, cọc ống bê tông cốt thép, cọc cột, cọc thép, ...

* Một số ưu điểm và phạm vi sử dụng.

- Móng cọc loại này có thể hạ sâu 30 – 35m trong nền đất cát hoặc cát pha. Tiết diện cọc từ 20x20cm – 40x40cm, nếu cọc có chiều dài lớn thì đúc thành từng đốt rồi hạ xuống độ sâu thiết kế.

- Thi công dễ dàng và cơ giới hóa hoàn toàn trong thi công hạ cọc.

- Chi phí xây dựng móng không cao. - Chất lượng cọc đảm bảo.

b. Cọc hạ bằng phương pháp xói nước. Thường gặp đối với các cọc có tiết diện lớn, cọc hạ qua các lớp đất cứng, biện

pháp hạ cọc gặp khó khăn khi dùng phương pháp thông thường. Đặc điểm của phương pháp thi công này là dùng tia nước có áp lực cao, xói đất

dưới mũi cọc, đồng thời vì có áp suất lớn, nước còn theo dọc thân cọc lên trên làm giảm ma sát xung quanh cọc, kết quả là cọc sẽ tụt xuống khi dùng búa đóng nhẹ lên đầu cọc.



Với tia nước xói đất có thể dùng để hạ cọc trong các loại đất rời, dễ xói như cát, á cát, sỏi, hỗ trợ trong các công nghệ hạ cọc khác như đóng cọc, rung cọc, cọc ống có đường kính lớn, khi đóng cọc bằng búa trên đất cát chặt, lực cản sẽ rất lớn, búa không đủ năng lực sẽ không giải quyết nổi, đóng mãi sẽ vỡ cọc. Do vậy nếu dùng kết hợp với xói nước trong phạm vi mũi cọc thì sẽ loại trừ bớt những trở lực chính, giúp cho búa đóng hạ cọc dễ dàng hơn. Để đảm bảo khả năng chịu lực của cọc thi khi còn cách độ sâu thiết kế 1÷ 2m thì kết thúc xói nước và dùng búa đóng nốt xuống độ sâu thiết kế.

* Ưu điểm của loại cọc này: - Năng suất hạ cọc cao. - Ít gây hư hỏng như gãy mũi cọc, hỏng đầu,

nứt, gãy cọc, ... - Dễ vượt qua chướng ngại vật trong đất. - Thiết bị và kết cấu phụ trợ không đòi hỏi

nhiều. - Công nghệ không phức tạp.

c. Cọc xoắn: Cọc xoắn bao gồm hai bộ phận là thân cọc bằng bê tông cốt thép hay ống thép và

để bằng kim loại đúc hay hàn với 1,25 vòng xoắn. Đường kính vòng vít xoắn bằng 3÷8,5 đường kính thân cọc.

Cọc được hạ xuống đất nhờ thiết bị quay đặc biệt quay bằng động cơ điện và nhờ hệ thống bánh răng truyền động làm cho cọc bị xoay và xuyên vào đất. Loại cọc này được sử dụng cho các công trình cầu cảng, cột điện, cao thế...

Ưu điểm của loại cọc xoắn là việc hạ cọc xoắn được êm thuận, không có rung động. Thuận lợi khi xây dựng công trình gồm các công trình cũ trong thành phố.

Cọc xoắn chịu tải trọng dọc trục rất lớn vì có đáy mở rộng, đặc biệt khả năng chống nhổ của cọc xoắn cũng rất lớn. Tuy nhiên sử dụng cọc xoắn thì thiết bị thi công phức tạp và chỉ sử dụng cho các loại đất nền mềm yếu, không thể dùng với các loại đất lẫn nhiều sỏi đá hoặc sét quá cứng. d. Loại cọc hạ bằng máy chấn động:

Loại cọc hạ bằng phương pháp này chủ yếu là cọc ống bê-tông cốt thép, hạ vào đất nhờ tác dụng rung của máy chấn động. Bằng phương pháp này cọc ống có thể hạ được vào chiều sâu khá lớn trong nền đất, do vậy sức chịu tải của cọc lớn. Đường kính cọc thường từ 0,6 ÷3m.

So với các loại móng sâu, cọc ống có các ưu điểm sau:



- Có thể áp dụng các phương pháp công nghiệp hoá trong xây dựng và cơ giới hoá trong toàn bộ các công tác thi công.

- Tốn ít vật liệu vì không cần phải lấp đầy bê-tông vào lòng ống. - Sử dụng tới mức cao nhất khả năng làm việc của vật liệu móng. - Có thể hạ cọc đến sâu rất lớn mà không cần đến móng giếng chìm hoặc giếng

chìm hơi ép ảnh hưởng sức khoẻ công nhân. - Có thể sử dụng với bất kỳ tình hình địa chất thủy văn. - Có thể thi công quanh năm và toàn bộ công tác thực hiện trên mặt nước, do vậy

nâng cao được năng suất thi công. Cọc ống được áp dụng rộng rãi trong khoảng 20 ÷ 25 năm trở lại đây. Ở nước ta

móng cọc ống được sử dụng khi xây dựng lại cầu Hàm Rồng, đường kính cọc có D=1,55m.

Để dễ dàng trong việc sản xuất và vận chuyển, người ta chế tạo cọc ống thành từng đốt 5 ÷ 12m và khi hạ nối lại với nhau. e. Loại cọc đổ tại chỗ:

Đây là loại móng sâu thịnh hành nhất trong xây dựng ở nước ta trong 10 năm trở lại đây.

Đường kính cọc từ 60 ÷ 300 cm, các cọc có đường kính <76 cm được xem là cọc nhỏ, cọc có đường kính >76 cm được xem là cọc lớn. Việc tạo lỗ có nhiều cách: Có thể đào bằng thủ công, hoặc khoan bằng các tổ hợp máy khoan hiện đại. Với việc sử dụng các tổ hợp khoan hiện đại người ta có thể hạ cọc đến độ sâu rất lớn và đường kính lớn (Cầu Thuận Phước cọc khoan nhồi đường kính 2.5m, chiều sâu hạ cọc 50 – 70 mét, Cầu Mỹ Thuận: Cọc khoan nhồi đường kính 2.5m, chiều sâu hạ cọc đến hàng trăm mét…). Hiện nay một số cầu lớn đang xây dựng như cầu Rạch Miễu, cầu Cần Thơ … cũng dùng cọc khoan nhồi đường kính lớn để làm móng.

Quy trình thi công cọc khoan nhồi cho móng công trình gồm các bước chủ yếu sau:

- Chuẩn bị thi công (Preparation work); - Khoan tạo lỗ (Drilling hole); - Làm sạch hố khoan (Cleaning the Bored hole); - Gia công lắp dựng lồng thép (Producing and erecting steel cage); - Thi công đổ bê tông cọc khoan nhồi (Placing concrete for Bored Pile); - Hoàn thiện cọc; - Kiểm tra chất lượng cọc khoan nhồi; - Đập đầu cọc; - Thi công bệ móng. Hình 3.4 thể hiện trình tự các bước thi công cọc khoan nhồi.



Việc giữ vách cho cọc có thể dùng ống vách hạ xuống để khoan lỗ, đến khi đổ bê tông thì rút lên, cách này đảm bảo chất lượng cọc nhưng với cọc có chiều sâu lớn thì việc hạ và rút ống vách sẽ gặp khó khăn, nhiều lúc để lại trong nền đất thì chi phí thép ống vách cũng khá lớn. Do vậy người ta hạ ống vách một đọan 5-10m vào đất, còn độ sâu tiếp theo để giữ thành hố khoan người ta dùng dung dịch Bentonite để giữ thành hố thành hố khoan không bị sạt.

Hình 3.4: Các bước thi công cọc khoan nhồi

* Ưu khuyết điểm của cọc khoan nhồi: • Ưu điểm chính:

- Rút bớt được công đoạn đúc cọc, do đó không còn các khâu xây dựng bãi đúc, lắp dựng ván khuôn ...

- Vì cọc đúc ngay tại móng nên dễ thay đổi kích thước hình học của cọc như chiều dài, đường kính ... để phù hợp với thực trạng đất nền.

- Có khả năng sử dụng trong mọi loại địa tầng khác nhau, dễ dàng vượt qua các chướng ngại vật như đá, đất cứng bằng cách sử dụng các dụng cụ như khoan choòng, máy phá đá, nổ mìn...

- Cọc khoan nhồi thường tận dụng hết khả năng làm việc của vật liệu, giảm được số cọc trong móng, có thể bố trí cốt thép phù hợp với điều kiện chịu lực của cọc.

- Không gây tiếng ồn và tác động đến môi trường, phù hợp để xây dựng các công trình lớn trong đô thị.

- Cho phép trực quan kiểm tra các lớp địa chất bằng cách lấy mẫu từ các lớp đất đào lên, để có thể đánh giá chính xác điều kiện đất nền, khả năng chịu lực của đất nền dưới đáy hố khoan.

- Cho phép chế tạo các cọc khoan nhồi đường kính lớn và độ sâu lớn, phù hợp cho các công trình cầu lớn. • Các nhược điểm:

- Sản phẩm trong suốt quá trình thi công đều nằm sâu trong lòng đất, các khuyết tật dễ xảy ra.



- Thường đỉnh cọc nhồi kết thúc trên mặt đất nên khó có thể kéo dài thân cọc lên phía trên, do đó phải làm bệ móng ngập sâu dưới mặt đất, do vậy không thuận lợi cho việc thi công các móng cọc bệ cao vì phải làm vòng vây ngăn nước tốn kém.

- Dễ xảy ra những khuyết tật ảnh hưởng đến chất lượng cọc như: + Hiện tượng co thắt, hẹp cục bộ thân cọc hoặc thay đổi kích thước tiết diện khi

qua các lớp đất khác nhau. + Bê tông xung quanh thân cọc dễ bị rửa trôi lớp ximăng khi gặp mạch nước ngầm

hoặc gây ra rỗ mặt thân cọc. + Lỗ khoan nghiêng lệch, sụt vách lỗ khoan. + Bê tông đổ thân cọc dễ bị không đồng nhất và phân tầng. - Thi công phụ thuộc nhiều vào thời tiết như mùa mưa bão... Vì việc bố trí thi công

thường hoàn toàn ngoài trời. - Hiện trường thi công dễ bị lầy lội ảnh hưởng đến môi trường. - Chi phí thí nghiệm cọc khoan nhồi quá tốn kém. * Kiểm tra chất lượng cọc khoan nhồi: - Siêu âm kiểm tra chất lượng bê tông. - Thí nghiệm thử động biến dạng nhỏ PIT (Pile Integrity Test) để kiểm tra độ toàn

vẹn của cọc. - Thí nghiệm thử động biến dạng lớn PDA (Pile Dynamic Analysis) để xác định

sức chịu tải của cọc. - Thí nghiệm nén tĩnh để xác định sức chịu tải của cọc : Đối với công trình cầu,

thường sử dụng phương pháp thí nghiệm Osterberg để xác định sức chịu tải (Phương pháp này áp dụng thí nghiệm cọc ở cầu Mỹ Thuận, cầu Cần Thơ, …) tuy nhiên chi phí lớn.

* Nhận xét: Cọc khoan nhồi thuộc một trong những công nghệ thi công móng công trình tương đối mới ở nước ta, nó có nhiều ưu điểm như đã phân tích trên. Tuy nhiên hiện nay hầu như tất cả các công trình cầu sử dụng loại móng này đều có vấn đề về chất lượng cọc, việc xử lý các sự cố rất khó khăn và tốn kém. Do vậy khi sử dụng loại móng này cần quản lý chặt chẽ trong tất cả các bước của quy trình thi công để đảm bảo chất lượng cọc. f. Móng cọc Barét (barrette)

Cọc Barét thuộc loại cọc bê tông cốt thép đỗ tại chỗ như cọc khoan nhồi, tiết diện ngang thân cọc có dạng hình chữ nhật từ 1,5x2,5m đến 2,5x4m.



a) Móng cọc barrette b) mặt cắt ngang cọc ống thép nhồi BT Quy trình thi công cọc Barét về cơ bản giống như thi công cọc khoan nhồi, chỉ

khác là ở thiết bị thi công đào hố và hình dạng lồng thép. Thi công cọc khoan nhồi thì dung lưỡi khoan hình ống tròn, còn thi công cọc Barét thì dùng loại gầu ngoạm hình chữ nhật và lồng thép có tiết diện hình chữ nhật.

Đặc điểm và phạm vi sử dụng: Cọc Barét cũng có các đặc điểm chung của cọc khoan nhồi, tuy nhiên do tiết diện hình chữ nhật nên cọc Barét ổn định rất cao so với cọc khoan nhồi. Cọc Barét thường được sử sụng để làm móng cọc cho nhà cao tầng, móng công trình cầu cạn, cầu vượt trong thành phố. g. Cọc ống thép nhồi bê tông

Móng cọc này thường sử dụng khi xây dựng móng cho các cầu dẫn, cầu trung bình. Đường kính cọc ống thép có thể đạt đến 0,9 -1,0m; chiều dài cọc hạ đến độ sâu 35 – 40m. Các bước thi công cọc như sau:

- Chế tạo cọc ống thép; - Đóng cọc ống thép bịt kín mũi xuống độ sâu thiết kế; - Đặt cốt thép vào lòng cọc; - Đổ bê tông lấp lòng cọc; - Kiểm tra chất lượng cọc, thử tải cọc. Cọc được thi công theo phương pháp đóng cọc bằng búa rơi tự do. Cọc ống thép

được sản xuất tại nhà máy theo công nghệ hàn xoắn ốc, vật liệu làm cọc ống thép, có chiều dày 12÷14mm, mũi cọc được bịt kín. Cọc được chia thành từng đoạn 15÷20m và nối lại bằng các mặt bích khi hạ xuống.

Sau khi hạ cọc xuống cao độ thiết kế, tiến hành làm sạch, lắp đặt cốt thép và đổ bê tông mác 300 ÷ 400 lấp lòng cọc.

* Nhận xét: Loại cọc này có chất lượng tốt, rất tốt về mặt chịu lực, phát huy tối đa sự làm việc của vật liệu, thép chịu kéo và bê tông chịu nén. Đề nghị nên thiết kế, so sánh và áp dụng loại cọc này ở các công trình cầu trung, cầu lớn trong các điều kiện phù hợp. Loại cọc này đã được sử dụng thi công trụ cầu Bính với 231 cọc ống thép với chiều dài mỗi cọc khoảng 40m.



2.2. Cấu tạo cọc: Như đã giới thiệu ở mục 2.1, hiện nay có nhiều loại cọc, phụ thuộc vào từng cách

phân loại. Trong khuôn khổ bài giảng này chỉ đi vào xét cấu tạo chi tiết của cọc gỗ, cọc đóng bê tông cốt thép, cọc khoan nhồi và cọc barrette, là những loại được sử dụng rộng rãi hiện nay. 2.2.1. Cọc gỗ

Cọc gỗ thường gặp ở các công trình phụ tạm, vì khả năng chịu tải theo vật liệu của gỗ không lớn và cọc gỗ chỉ giữ được chất lượng bền lâu trong điều kiện nằm hoàn toàn dưới mực nước thấp.

Về mặt thi công ưu điểm của cọc gỗ là nhẹ, dễ chế tạo, búa và thiết bị hạ cọc khá đơn giản.

Cọc gỗ được làm bằng các loại gỗ thông, gỗ lim .v.v., khi chế tạo cần chú ý một số điểm sau: Gỗ thân thẳng, đồng đều, cường độ cao, trục thẳng, độ cong lớn nhất không quá 1% chiều dài, không võng quá 12 cm, đường kính chênh lệch không quá 1cm trên 1m dài.

Nếu là cọc lớn đường kính thường từ 18 ÷ 30cm, chiều dài từ 4,5 đến 12m, nếu ghép ba hoặc ghép bốn chiều dài có thể đến 20 ÷ 25m.

Việc chế tạo tốt nhất là dùng cơ giới, rọc bỏ hết vỏ cây, cưa đầu cọc và vát mũi cọc. Đỉnh cọc phải được bảo vệ bằng đai thép để bảo vệ đầu cọc. Mũi cọc vát nhọn và bịt thép để không toè khi đóng. Khi chiều dài lớn có thể nối cọc, khi cần tiết diện lớn có thể ghép 3 hoặc 4 cây lại với nhau. Cấu tạo thể hiện ở hình vẽ sau

Hình 3.5: Cấu tạo cọc gỗ

2.2.2. Cọc bê tông cốt thép đúc sẵn Cọc bê tông cốt thép đúc sẵn là loại cọc được sử dụng rộng rãi nhất trong xây

dựng móng sâu và chịu lực ngang lớn.



Ưu điểm: Điều kiện áp dụng không phụ thuộc vào tình hình nước ngầm, điều kiện địa hình, chiều dài, tiết diện cọc cấu tạo tuỳ theo ý muốn, cường độ vật liệu làm cọc lớn, có thể cơ giới hoá trong thi công, chất lượng cọc đảm bảo tốt vì cọc được đúc vẫn dễ kiểm tra chất lượng.

Nhược điểm: Khi tiết diện và chiều dài lớn thì trọng lượng cọc lớn, gây khó khăn cho việc vận chuyển, đưa vào giá búa để hạ cọc. Mặt khác do trọng lượng bản thân lớn nên tốn nhiều thép để cấu tạo đảm bảo chịu lực khi vận chuyển và thi công.

Vật liệu làm cọc: Cọc bêtông cốt thép thường dùng bêtông Mác ≥ 200, tuy nhiên khi thiết kế thường dùng bêtông Mác 250 ÷ 300 để đảm bảo an toàn chất lượng cọc. Còn với cọc bêtông cốt thép ứng suất trước thì sử dụng bêtông mác ≥ 400 đối với móng cọc đài cao và bêtông mác ≥ 300 đối với móng cọc đài thấp.

Chiều dài cọc bêtông cốt thép đúc sẵn có thể từ 5÷6m÷25m, có khi đạt đến 40÷45m (nếu cọc dài thì chế tạo từng đốt rồi nối lại với nhau khi đóng chiều dài đoạn từ 6÷8m). Chiều dài đoạn cọc đúc sẵn phụ thuộc chủ yếu vào điều kiện thi công (thiết bị chế tạo, vận chuyển, cấu lắp, hạ cọc...) và liên quan đến tiết diện chịu lực, chẳng hạn đối với cọc tiết diện đặc thường hạn chế chiều dài như trong bảng 3.1:

Bảng 3.1: Chiều dài tối đa của cọc đặc bêtông cốt thép thường Kích thước tiết diện (cm) 20 25 30 35 40 45 Chiều dài tối đa (m) 5 12 15 18 21 25

Tỷ số giữa chiều dài (l) trên bề rộng (b) hoặc đường kính cọc (d) gọi là độ mảnh của cọc λ ( l dλ = ). Đối với cọc thi công bằng phương pháp ép bằng kích thủy lực thì độ mảnh λ không nên quá 100, trường hợp λ vượt quá 100 thì cần đảm bảo điều kiện nền đất để cho cọc xuyên qua và điều kiện thi công giữ cho cọc không bị thay đổi dạng hình học.

Tiết diện cọc: Cọc bê tông cốt thép có nhiều loại tiết diện khác nhau như: Tròn, vuông , chữ nhật, chữ T, chữ I, tam giác, đa giác hoặc vuông có lỗ tròn, trong đó loại cọc có tiết diện vuông được sử dụng nhiều nhất.

Hình 3.6: Các dạng tiết diện ngang thân cọc BTCT đúc sẵn

Loại cọc có tiết diện vuông được sử dụng rộng rãi hơn cả vì nó có ưu điểm chủ yếu là chế tạo đơn giản và có thể chế tạo ngay tại công trường. Kích thước tiết diện ngang của loại cọc này thường là: 20×20cm, 25×25cm, 30×30cm, 35×35cm, 40×40cm. Chiều dài của loại cọc này không vượt quá trị số cho ở bảng (3.1), đồng thời để phù hợp khi thi công thông thường người ta chế tạo kích thước cọc như sau:

Cọc tiết diện 20× 20 ÷ 30× 30 cm chiều dài <10m Cọc tiết diện 30× 30 ÷ 30× 30 cm chiều dài >10m



Cấu tạo cốt thép cho cọc:

Hình 3.7: Cấu tạo cốt thép cho cọc (kích thước theo cm) - Cốt chịu lực; - Cốt thép đai; - Cốt thép gia cường mũi cọc; - Cốt thép gia cường đầu cọc; - Cốt thép vận chuyển, cẩu lắp.

- Chi tiết cốt thép chịu lực:

Khi cọc tiết diện nhỏ, chịu nén Khi cọc tiết diện lớn, hay chịu lực lớn

Hình 3.8: Bố trí cốt thép chịu lực trên mặt cắt ngang thân cọc + Cốt thép số 1 (1a) là cốt dọc chịu lực chính của cọc khi vận chuyển, cẩu lắp

cũng như chịu lực ngang đối với móng cọc đài cao. Qui định cốt chịu lực có đường kính φ ≥ 10mm, thép CII (AII).

+ Cốt thép số 2 - Cốt thép đai dùng để chịu lực cắt và định vị khung thép, cốt đai đường kính φ6, φ8, có thể chế tạo cốt đai theo dạng rời hoặc xoắn.

Hình 3.9: Cấu tạo cốt thép đai

cho cọc Trong phạm vi 1m tính từ đầu

cọc và 0,5m tính từ mũi cọc, bước cốt đai u=5cm để tăng cường độ cứng tại đầu mũi cọc.

+ Cốt thép số 3 đường kính φ≥20cm, L = 750 ÷1000mm; dùng để tăng độ cứng mũi cọc và định vị tim cọc. Hà Nội 1/2013 BÀI GIẢNG NỀN MÓNG


Lưu ý : Lớp bê tông bảo vệ của cọc a có chiều dày tối thiểu là 3cm. + Chi tiết lưới thép đầu cọc: Lưới thép đầu cọc bố trí lưới φ6 a=5cm để chống ứng

suất cục bộ tại đầu cọc khi đóng cọc, tránh vỡ đầu cọc khi đóng hoặc ép. Thường bố trí 4÷5 lưới cách nhau 5cm.

Hình 3.10: Lưới thép đầu cọc và cốt thép móc cẩu

- Khi cọc dài có thể nối cọc từ các đốt chế tạo sẵn, chi tiết mối nối có thể như sau:

Hình 3.11: Cấu tạo thép chờ và đai thép đầu cọc khi cọc cóc mối nối

Chi tiết mối nối: Có thể sử dụng thép bản táp để liên kết hàn đầu cọc hoặc dùng thép góc L để táp vào và hàn lại. Việc nối cọc thực hiện khi ép xong đoạn trước đó, với cọc chịu nén thì không cần kiểm tra cường độ, với cọc chịu momen thì phải kiểm tra cường độ để thép tại mối nối đủ khả năng chịu lực. Sau khi nối cọc, cần quét một lớp bitum để bảo vệ thép không bị gỉ.



Hình 3.12: Chi tiết mối nối cọc 2.2.3. Cọc khoan nhồi

Cọc khoan nhồi là loại cọc được thi công tại chỗ bằng cách khoan tạo lỗ trong nền đất đến độ sâu thiết kế sau đố tiến hành hạ lồng cốt thép rồi để bê tông bằng phương pháp bê tông dâng. Thông thường để giữ ổn định thành hố khoan khỏi bị sập dưới tác dụng của áp lực ngang của nền người ta có thể sử dụng ống vách kết hợp với dung dịch polimer hoặc bentonit.

- Đường kính cọc khoan nhồi: từ 0,6m đến 2,0m. Chiều dài cọc tùy theo điều kiện địa chất công trình của địa điểm xây dựng.

- Bê tông cọc nhồi: Mác ≥ 250, tuy nhiên khi thiết kế thường dùng bê tông Mác 300 ÷ 350 để đảm bảo an toàn chất lượng cọc, độ sụt thông thường từ 14 đến 18.

- Cốt thép dọc được bố trí theo tính toán nhưng có đường kính φ≥12mm. Nếu cọc chịu nén đúng tâm thì cốt théo chỉ cần bố trí đến 1/3 chiều dài cọc (ở phía đầu cọc). Nếu cọc chịu uốn, chịu kéo, chịu nhổ hay trong vùng có động đất thì phải bố trí cốt thép dọc suốt cả chiều dài cọc. Hàm lượng cốt thép dọc là ≥(0,2÷0,4)% đối với cọc chịu nén và ≥(0,4÷0,6)% đối với cọc chịu uốn, kéo hoặc nhổ.

- Cốt thép đai φ=6÷14mm với bước đai 200÷300mm, có thể dùng đai đơn hoặc đai xoắn liên tục; đai xoắn liên tục chỉ nên dùng cho các cọc có đường kính 600mm hoặc 800mm. Nếu lồng cốt thép dài thì cứ cách đều mỗi đoạn 2m lại bổ sung



một đai tăng cường có đường kính thép lớn hơn (thường φ=14÷18mm) để tăng cứng cho lồng và để buộc con kê để tạo ra lớp bê tông bảo vệ khi đổ bê tông. Lớp bê tông bảo vệ thường từ 50-70mm.

- Để chống đẩy trồi lồng cốt thép khi đổ bê tông (bằng phương pháp vữa dâng) thì cần bố trí hai khung thép hình ở đầu mũi cọc cách nhau 2m.

- Cốt thép dọc được cấu tạo thành các đoạn lồng theo chiều dài cây thép, nối cốt thép dọc không được hàn hơi mà chỉ nối buộc hoặc hàn chấm bằng điện.

- Dọc theo thân cọc có đặt sẵn các ống chờ kiểm tra chất lượng bê tông cọc (1 ống khoan lõi φ110 và một số ống siêu âm φ60). Các ống này phải bịt đầu và buộc chắc vào thép dọc của lồng thép. Số lượng ống kiểm tra được bố trí tùy thuộc vào đường kính cọc như sau:

+ Cọc có đường kính D ≤ 1000mm thì dùng 3 ống, + Cọc có đường kính D = 1000mm÷1300mm thì dùng 4 ống, + Cọc có đường kính D = 1300mm÷1500mm thì dùng 5 ống, + Cọc có đường kính D > 1500mm thì dùng 6 ống,

2.2.4. Cọc barrette

Hình 3.13a: Các dạng tiết diện của cọc Barrette



Cọc barrete là một loại cọc khoan nhồi nhưng có tiết diện không phải hình tròn, khi thi công cọc barrete việc tạo lỗ được thực hiện bằng loại gầu đào ngoạm. Cọc barrete có thể có các dạng tiết diện như trên hình 3.13a, nhưng tiết diện hình chữ nhật hay được dùng hơn cả. Sức chịu tải dọc trục của loại cọc này có thể đạt đến gần 4000T.

Cọc barrete thường được thiết kế bằng bê tông cốt thép mác 300÷450. Cấu tạo lồng cốt thép cho cọc barrete có thể tham khảo trên hình 3.13b, và về cơ

bản như sau:

Hình 3.13b: Sơ đồ cấu tạo lồng cốt thép cho cọc Barrette

(Ví dụ là cọc barrette 0,8x2,8m sâu 55m tại móng của tòa nhà Vietcombank Tower)



- Cốt thép dọc thường dùng thép φ=16÷32mm AII hay AIII, đặt đều theo chu vi với khoảng cách giữa các thanh là 150-250mm, hàm lượng cốt thép 0,4-0,65%.

- Cốt thép đai thường dùng φ=12÷16mm AI hay AII, dạng đai kín với khoảng cách các đai thường là 200-300mm. Ngoài ra còn bổ sung các cốt đai giằng ngắn đặt theo phương cạnh ngắn của tiết diện với khoảng cách từ 300-600mm.

2.3. Cấu tạo đài cọc Đài cọc là kết cấu dùng để liên kết các cọc lại với nhau và phân bố tải trọng của

công trình lên các cọc. Đài cọc thường được chế tạo bằng bê tông, bê tông cốt thép và có thể đỗ tại chỗ

hoặc lắp ghép; trong các công trình cầu đường, thuỷ lợi, dân dụng thì phần lớn đài cọc được thi công tại chỗ. Đài cọc lắp ghép ít được sử dụng hơn, chủ yếu với công trình xây dựng dân dụng và công nghiệp.

Mác bê tông không được nhỏ hơn 200 đối với đài cọc lắp ghép và không được nhỏ hơn 150 với đài cọc đúc tại chỗ. Trong thực tế thiết kế thì nên chọn mác bê tông đài cọc ≥ 200.

Hình dáng và kích thước mặt bằng của đỉnh đài phụ thuộc vào hình dáng, kích thước của đáy công trình. Hình dáng kích thước của đáy đài phụ thuộc vào diện tích cần thiết để bố trí số cọc trong móng. Theo những quy định về khoảng cách tối thiểu giữa các cọc cũng như quy định khoảng cách từ mép ngoài của hàng cọc ngoài cùng đến mép ngoài của đài.

Chiều sâu chôn đài đối với móng cọc đài thấp phụ thuộc vào điều kiện địa chất, chủ yếu là sức chịu tải của lớp đất giáp với đáy đài và phụ thuộc vào đặc tính cấu tạo của công trình như là có tầng hầm, kho chứa, ...

Nếu không có các hạng mục trên thì chiều sâu chôn đài đảm bảo khoảng cách từ đỉnh đài đến mặt đất tự nhiên từ 30 ÷ 40cm để bố trí hệ thống dầm giằng, mặt sàn nhà và tránh va chạm gây ảnh hưởng xấu đến đài cọc.

- Liên kết của cọc với đài có thể là liên kết ngàm hoặc liên kết khớp tùy thuộc vào đặc điểm chịu tải và điều kiện địa chất:

+ Cọc liên kết khớp với đài khi móng chỉ chịu tải trọng thẳng đứng đúng tâm hoặc móng không có cọc xiên. Khi đó cọc chỉ cần ngậm vào đài một đoạn từ 10 ÷ 15 cm, không cần phá đầu cọc để ngàm cốt thép vào đài.

Hình 3.14: Cấu tạo đài cọc



+ Cọc liên kết ngàm với đài khi: thân cọc nằm trong đất yếu; cọc chịu tải lệch tâm, lực xô ngang; Móng chịu tải trọng động; Trong móng có bố trí cọc xiên.

- Chiều dày của đài cọc hd do tính toán quyết định, nhưng phải có trị số cần thiết tối thiểu để đảm bảo độ ngàm sâu của cọc trong đài. Độ dầy tối thiểu của đài là 0,6 m đối với nhà dân dụng và công nghiệp, 1,5 m đối với trụ cầu.

- Độ ngàm sâu của cọc trong đài a không được sâu hơn 2d và không được nhỏ hơn 1,2m khi d > 60cm (d - đường kính hay bề rộng cọc). Trường hợp đập đầu cọc để ngàm cốt thép vào đài thì phải đảm bảo cốt thép dọc ăn sâu vào đài lớn hơn 20φ đối với thép có gờ và lớn hơn 30÷40φ đối với thép không có gờ.

Khoảng cách từ mép đài đến mép hàng cọc ngoài cùng c ≥ 25cm đối với các công trình cầu đường và thuỷ lợi và c ≥ 5cm đối với các công trình xây dựng dân dụng và công nghiệp.

- Khoảng cách từ tim cọc đến tim cọc gần nhau trong đài L ≥ 3d đối với cọc ma sát và L ≥ 2d đối với cọc chống (TCXD 205- 1998).

- Lớp bê tông lót móng chiều dày t=10 có thể sử dụng bê tông gạch vỡ hoặc 20cm, c bê tông đá 4x6.

- Đối với cọc trong móng chịu tải trọng lớn như móng cầu, cần bố trí cốt thép lưới trên đỉnh cọc, lưới thép φ12 cách nhau 10 ÷15cm hoặc quấn cốt thép φ6 quanh thép râu tôm.

- Các cọc nằm gần mép đài phải được tăng cường các thanh thép uốn móc câu.

Hình 3.15: Gia cường đài cọc cho công trình cầu

- Đối với móng cọc đài cao nên tăng cường cốt thép cho đài bằng cách cấu tạo các bước thép φ20 ÷ 25 đặt cách nhau 20cm.

§3. Sự làm việc của cọc đơn và nhóm cọc

Sự làm việc của một cọc đơn và một cọc trong nhóm cọc khác nhau rất nhiều. Trong các phương pháp tính toán móng cọc hiện nay đều coi sức chịu tải của cọc trong nhóm cọc như sức chịu tải của cọc đơn, như vậy độ chính xác chưa cao, do vậy đây là vấn đề cần nghiên cứu hoàn chỉnh để đưa vào tính toán và đặc biệt cần chú ý đối với cọc ma sát ở đây ta nghiên cứu một số vấn đề tương tác giữa các cọc trong nhóm cọc.



3.1. Hiệu ứng nhóm Do sự tương tác giữa các cọc trong nhóm nên độ lún của nhóm cũng như sức chịu

tải của cọc trong nhóm sẽ khác với cọc đơn. Hiệu ứng này cần được xét đến khi thiết kế. Chiều sâu và vùng ảnh hưởng phần đất dưới nhóm cọc phụ thuộc vào kích thước của nhóm và độ lớn của tải trọng.

3.2. Độ lún của nhóm cọc Ta phân tích trạng thái ứng suất trong đất do cọc đơn và nhóm cọc gây ra khi có

cùng trị số tải trọng P tác dụng lên mỗi cọc. Trạng thái ứng suất do cọc đơn và nhóm cọc gây ra như hình vẽ. Rõ ràng nếu các cọc càng gần nhau thì ứng suất zσ do cả nhóm cọc gây ra sẽ lớn hơn rất nhiều so với ứng suất do mỗi cọc gây ra. Vì vậy độ lún của nhóm cọc lớn hơn độ lún của cọc đơn. Độ lún của một nhóm cọc ma sát có số lượng cọc nhiều sẽ lớn hơn so với nhóm cọc có ít cọc hơn khi cùng điều kiện đất nền.

Khi khoảng cách giữa các cọc trong nhóm đạt đến một trị số nhất định nào đó thì thực tế có thể coi sự làm việc của cọc đơn và cọc trong nhóm không khác nhau. Kinh nghiệm cho thấy trị số này tối thiểu là 6d (d là đường kính cọc).

3.3. Sức chịu tải của nhóm cọc Trong nền đất rời quá trình hạ

cọc bằng phương pháp đóng hay ép thường nén chặt đất nền, vì vậy sức chịu tải của nhóm cọc có thể lớn hơn tổng sức chịu tải của các cọc đơn trong nhóm.

Trong nền đất dính, sức chịu tải của nhóm cọc ma sát nhỏ hơn tổng sức chịu tải của các cọc đơn trong nhóm. Mức độ giảm sức chịu tải của các cọc đơn trong nhóm cọc trong trường hợp này phụ thuộc vào khoảng cách giữa các cọc trong nhóm, đặc tính của nền đất, độ cứng của đài cọc và sự tham gia truyền tải công trình xuống đài cọc và đất. Đối với cọc chống, sức chịu tải của nhóm cọc bằng tổng sức chịu tải của các cọc đơn trong nhóm.

§4. Xác định sức chịu tải của cọc đơn

4.1. Khái niệm chung Một cọc khi đóng riêng rẽ (gọi là cọc đơn) và khi nằm trong nhóm cọc thì sức chịu

tải của chúng sẽ khác nhau. Tuy nhiên hiện nay trong thiết kế móng cọc, người ta giả

Hình 3.16: Phân bố ứng suất trong nền do cọc đơn và nhóm cọc



thiết rằng sức chịu tải của mỗi cọc trong nhóm cọc bằng sức chịu tải của cọc đơn nếu khoảng cách tim các cọc lơn hơn 3d.

Sức chịu tải của cọc đơn là một đại lượng rất quan trọng, được sử dụng trong suốt quá trình sử dụng móng cọc. Việc xác định chính xác đại lượng này là một công việc hết sức quan trọng và nó ảnh hưởng lớn đến sự an toàn của công trình và giá thành của công trình.

Cọc trong móng có thể bị phá hoại do một trong hai nguyên nhân sau: - Bản thân cường độ vật liệu làm cọc bị phá hoại; - Đất nền không đủ sức chịu đựng. Do vậy khi thiết kế cần phải xác định cả hai trị số về sức chịu tải của cọc: Sức chịu

tải của cọc theo cường độ vật liệu ( vlP ) và sức chị tải theo cường độ đất nền ( dnP ). Trị số nhỏ nhất trong hai trị số này được chọn và đưa vào để tính toán và thiết kế. Tức là cP

( )min ,vl dnP P= . Tuy nhiên cần chú ý là hai trị số này không lệch nhau quá nhiều để đảm bảo điều kiện kinh tế, và trong mọi trường hợp thì không để xảy ra vl dnP P< vì sẽ lãng phí và có thể xảy ra nứt gãy cọc khi đóng hoặc ép.

4.2. Xác định sức chịu tải của cọc theo phương dọc trục 4.2.1. Xác định sức chịu tải của cọc theo độ bền của vật liệu làm cọc

Sức chịu tải của cọc theo cường độ vật liệu được xác định theo các phương pháp thông thường:

- Cọc trong móng cọc đài thấp, coi cọc như thanh chịu nén đúng tâm,

- Cọc trong móng cọc đài cao coi cọc như thanh chịu nén uốn.

Ở đây ta xét đến sức chịu tải của hai loại cọc thường dùng là cọc gỗ và cọc Bê tông cốt thép. a) Cọc gỗ:

Sức chịu tải theo vật liệu của cọc gỗ được xác định theo công thức sau đây:

. . .vl gP K m F R=

trong đó: Pvl - Sức chịu tải tính toán của cọc; K - Hệ số đồng nhất của vật liệu, lấy bằng 0,6; F - Diện tích tiết diện ngang của cọc; Rg - Cường độ chịu nén dọc thớ của gỗ;

Hình 3.17: Sơ đồ tính sức chịu tải của cọc theo độ bền của vật liệu



m - Hệ số điều kiện làm việc, phụ thuộc vào loại đài cọc và số cọc trong móng, lấy theo bảng sau:

Bảng 3.2: Hệ số điều kiện làm việc m

Loại đài cọc Số lượng cọc trong móng 1÷5 6÷10 11÷20 >20

Đài cao 0,80 0,85 0,90 1,00 Đài thấp 0,85 0,90 1,00 1,00

Đối với cọc có đường kính d > 2m thì lấy m=1,00 b) Cọc BTCT đúc sẵn, tiết diện đặc hình lăng trụ:

Sức chịu tải của cọc bê tông cốt thép tiết diện đặc được xác định theo công thức:

( ). .vl a a b bP R F R Fϕ= +

trong đó: vlP - Sức chịu tải tính toán của cọc theo vật liệu;

,a aR F - Cường độ chịu nén tính toán và diện tích cốt thép dọc trong cọc;

,b bR F - Cường độ chịu nén của bê tông và diện tích mặt cắt ngang của thân cọc (phần bê tông);

φ - Hệ số uốn dọc của cọc. Khi móng cọc đài thấp, cọc xuyên qua các lớp đất khác với các loại kề dưới thì φ = 1. Khi cọc xuyên qua than bùn, đất sét yếu, bùn cũng như khi móng cọc đài cao, sự uốn dọc được kể đến trong phạm vi chiều dài tự do của cọc. Chiều dài tự do ( ol ) của cọc được tính từ đế đài đến bề mặt lớp đất có khả năng đảm bảo độ cứng của nền hoặc đến đáy lớp đất yếu. Trị số của φ lấy theo bảng (3.3) phụ thuộc ttl d hay ttl b .

Bảng 3.3: Hệ số uốn dọc của cọc ttl b 14 16 18 20 22 24 26 28 30 ttl d 12,1 13,9 15,6 17,3 19,1 20,8 22 24,3 26 φ 0,93 0,89 0,85 0,81 0,77 0,73 0,66 0,64 0,59

ttl - chiều dài tính toán của cọc: tt o el l l= + với ol là chiều dài từ đáy đài đến mặt đất; el là chiều dài chịu uốn quy đổi của cọc trong đất:

5

2..

ec

lk bE J

=

Khi nền đất nhiều lớp hệ số k được lấy trung bình theo chiều dày các lớp đất:

1 1

n n

i i ii i

k k h h= =

= ∑ ∑

ik : hệ số áp dụng cho lớp đất thứ i tra bảng phụ thuộc loại đất và trạng thái đất ih : là chiều dày lớp đất thứ i

E: Mô đun đàn hồi của vật liệu cọc



J: Mô men quán tính tiết diện ngang của cọc cb : chiều rộng quy ước của tiết diện cọc 1,5. 0,5cb b= + (m)

c) Cọc ống bê tông cốt thép chịu nén: Khi tỷ số giữa chiều dài tính toán và đường kính cọc 12ttl d ≤ thì vlP tính theo

công thức sau:

( ). . 2,5. .vl a a b b ax axP R F R F R Fϕ= + +

trong đó:

bF - diện tích tiết diện ngang của lõi bê tông (phần nằm trong cốt đai),

axR - cường độ tính toán của cốt thép xoắn,

axF - diện tích quy đổi của cốt thép xoắn : . .fax n x xF D tπ=

nD - đường kính vòng xoắn,

fx , xt - tiết diện của cốt xoắn và khoảng cách giữa các vòng xoắn,

Nếu ttl d > 12 thì không kể đến ảnh hưởng của cốt xoắn.

d) Cọc nhồi chịu nén:

Sức chịu tải theo vật liệu, vlP , của cọc khoan nhồi chịu nén tính theo công thức sau:

( )1 2. . . .vl a a b bP R F m m R Fϕ= +

trong đó: ,a aR F , ,b bR F , φ – lấy như đối với cọc BTCT đúc sẵn,

1m - hệ số điều kiện làm việc, đối với cọc được nhồi bê tông qua ống dịch chuyển thẳng đứng (ống tremi) thì 1m = 0,85.

2m - hệ số điều kiện làm việc kể đến ảnh hưởng của phương pháp thi công cọc. Khi thi công trong đất sét có độ sệt cho phép khoan tạo lỗ và nhồi bê tông không cần ống vách, trong thời gian thi công mực nước ngầm thấp hơn mũi cọc lấy 2m = 1,0. Thi công trong các loại đất cần phải dùng ống chống vách và nước ngầm không xuất hiện trong lỗ (nhồi bê tông khô) thì lấy 2m = 0,9. Thi công trong các loại đất cần dùng ống vách và đổ bê tông dưới huyền phù sét thì lấy 2m = 0,7.

4.2.2. Xác định sức chịu tải của cọc theo đất nền Hiện nay tồn tại nhiều phương pháp khác nhau để xác định sức chịu tải dọc trục

của cọc theo đất nền, dưới đây trình bày một số phương pháp đang áp dụng thịnh hành ở Việt Nam; một số phương pháp hiện đại khác sinh viên có thể tham khảo trong các sách chuyên khảo về móng cọc. Trong số các phương pháp này thì phương pháp thí nghiệm bằng tải trọng tĩnh cho kết quả đáng tin cây nhất nhưng do chi phí cao và không phải lúc nào cũng tiến hành được nên người ta vẫn tiếp tục nghiên cứu các phương pháp khác.



4.2.2.1 Xác định sức chịu tải của cọc theo phương pháp thống kê (theo kết quả thí nghiệm mẫu đất ở trong phòng)

Phương pháp này dựa trên cơ sở kết quả chỉnh lý nhiều số liệu thực tế về thí nghiệm tải trọng tĩnh đối với cọc hạ trong nhiều loại đất khác nhau, ở những độ sâu khác nhau để tìm ra mối tương quan giữa lực ma sát của đất xung quanh cọc và phản lực đất nền ở mũi cọc với một số chỉ tiêu cơ lý của đất. a) Đối với cọc ma sát

Giả thiết lực ma sát quanh thân cọc phân bố đều theo chiều sâu trong phạm vi mỗi lớp đất và phản lực ở mũi cọc phân bố đều trên tiết diện ngang của cọc. Sức chịu tải cực hạn của cọc chịu nén được xác định theo công thức sau đây:

f1

. . .f .i

nndn R i i

im m R F U m l

=

Φ = +

∑

Đối với sức chịu tải cực hạn của cọc chịu kéo (nhổ) xác định theo công thức:

f1

. . .f .i

nkdn i i

im U m l

=Φ = ∑

trong đó: m - hệ số điều kiện làm việc của cọc trong đất, khi tính cọc chịu nén thì lấy như sau: + cọc nhồi, cọc đường kính lớn tựa lên đất sét có độ bão hoà G < 0,85 và đất hoàng

thổ thì lấy m = 0,8 + các trường hợp khác lấy m = 1 + khi tính cọc chịu nhổ thì m = 0,6 nếu cọc cắm vào đất < 4m và m = 0,8 nếu cọc

cắm vào đất ≥ 4m; f,

iRm m - hệ số điều kiện làm việc của đất có kể đến ảnh hưởng của phương pháp thi công hạ cọc tra bảng 3.4;

R - cường độ giới hạn trung bình của lớp đất ở mũi cọc, phụ thuộc vào loại đất và chiều sâu của mũi cọc (T/m2), tra bảng 3.5;

fi – lực ma sát đơn vị của lớp đất thứ i đối với thân cọc, tra bảng 3.6; U: là chu vi tiết diện cọc ngang thân cọc;

il : là chiều dày lớp đất thứ i mà cọc đi qua, li nên lấy ≤ 2 m; F - diện tích tiết diện ngang của mũi cọc (với cọc có mở rộng đáy thì lấy bằng diện

tích tiết diện ngang phần mở rộng); n – số lớp đất phân tố mà thân cọc đi qua.

Sức chịu tải tính toán (thiết kế) của cọc được xác định bằng cách lấy sức chịu tải xác định theo công thức trên chia cho hệ số an toàn:

1,4

n nn dn dn

dn nPKΦ Φ

= = 2,5

k kn dn dn

dn kPKΦ Φ

= =

b) Đối với cọc chống



Cọc chống là cọc có mũi cọc tỳ lên các lớp đất có biến dạng rất bé và cường độ rất lớn như đá cứng, đất nửa đá .v.v. Tải trọng công trình truyền xuống nền đất thông qua mũi cọc, còn ma sát xung quanh thân cọc và đất thì bỏ qua, không kể đến.

Sức chịu tải của cọc chống xác định theo biểu thức: . .dnP m R F=

trong đó: m - hệ số điều kiện làm việc của cọc trong đất lấy bằng 1 F - diện tích tiết diện mũi cọc R - Cường độ tính toán của đất đá dưới mũi cọc được lấy như sau:

* Đối với cọc nhồi được ngàm vào đá không nhỏ hơn 0,5m thì R xác định theo:

1,5n n

d n

R hRK d

= +

nR - trị số tiêu chuẩn của cường độ chịu nén tạm thời 1 trục của mẫu đá bão hoà nước

dK - hệ số an toàn đối với đất lấy dK = 1,4

nh - độ sâu tính toán ngàm cọc vào đá

nd - Đường kính ngoài của phần cọc ngàm vào đá * Đối với cọc ống tỳ lên bề mặt đá được phủ một lớp đất không xói lở có chiều

dày không nhỏ hơn 3 lần đường kính cọc ống, R xác định theo công thức

n

d

RRK

=

* Đối với cọc có mũi tỳ lên đá cứng, đất cuội sỏi hoặc sét cứng, lấy R = 200T/m2.

Bảng 3.4: Bảng hệ số điều kiện làm việc Rm và fim của cọc đóng (Theo 20TCN 21-86)

Phương pháp hạ cọc và loại đất

Hệ số điều kiện làm việc của đất khi xác định sức chịu tải của cọc đóng làm

việc theo sơ đồ cọc ma sát Dưới mũi cọc

Rm Theo mặt xung quanh cọc fm

1. Hạ bằng cách đóng cọc đặc và rỗng bịt mũi băng búa cơ học (búa treo), búa hơi, búa Diesel.

2. Hạ bằng cách đóng cọc vào hố khoan dẫn và đóng sâu xuống hơn 1m với đáy hố khoan có đường kính: a. Bằng cạnh cọc tiết diện vuông b. Nhỏ hơn 5cm so với cạnh cọc vuông c. Nhỏ hơn 15cm so với cạnh cọc vuông hay đường

kính cọc tròn (đối với trụ điện). 3. Hạ vào cát có dùng nước xói nhưng mét cuối cùng hạ

không dùng xói. 4. Hạ bằng cách rung và ép rung vào đất

a. Cát chặt vừa - Cát thô và cát trung

1,0

1,0 1,0 1,0 1,0

1,0

1,12

1,0

1,0 0,5 0,6 1,0

0,9

1,0



- Cát nhỏ - Cát bụi

b. Đất sét có độ sệt B = 0,5 - Á cát - Á sét - Sét

c. Đất sét với độ sệt B ≤ 0 5. Hạ cọc rỗng mũi hở băng loại búa bất kỳ:

a. Khi đường kính lòng ống không quá 40cm b. Khi đường kính lòng ống trên 40cm

6. Hạ bằng phương pháp bất kỳ loại cọc ống bịt mũi đến độ sâu ≥ 10m có tạo bầu băng cách nổ mìn trong cát chặt vừa và đất sét co độ sệt B ≤ 0,5 khi đường kính bầu mở rộng bằng: a. 1,0m không phụ thuộc vào loại đất vừa nêu b. 1,5m trong đất cát và á cát c. 1,5m trong đất á sét và sét.

1,1 1,0

0,9 0,8 0,7 1,0

1,0 0,7

0,9 0,8 0,7

1,0 1,0

0,9 0,9 0,9 1,0

1,0 1,0

1,0 1,0 1,0

Bảng 3.5: Bảng tra R (Theo 20TCN 21-86)



Bảng 3.6: Bảng tra fi (Theo 20TCN 21-86)

Ghi chú:

1. Trong bảng 3.5 các trị số R ghi dưới dạng phân số thì tử số ứng với đất cát còn mẫu số ứng với đất sét. 2. Trong bảng 3.5 và 3.6, độ sâu của mũi cọc là độ sâu trung bình của lớp đất khi san nền bằng phương

pháp gọt bỏ hoặc đắp dày đến 3m, nên lấy từ mức địa hình tự nhiên, còn khi gọt bỏ và đắp thêm từ 3- 10m thì lấy từ cốt quy ước nằm cao hơn phần bị gọt 3m hoặc thấp hơn mức đắp 3m.

Độ sâu hạ cọc trong các lớp đất ở vùng có dòng chảy của nước nên lấy có lưu ý đến khả năng bị xói trôi ở mức lũ tính toán.

Khi thiết kế cọc cho các đường vượt qua hồ rãnh thì chiều sâu mũi cọc nêu ở bảng 3.5 nên lấy từ cốt địa hình tự nhiên ở vị trí công trình.

3. Đối với các giá trị trung gian của độ sâu và độ sệt B thì xác định R và fi từ bảng 3.5 và 3.6 bằng phương pháp nội suy.

4. Cho phép sử dụng các giá trị sức chống tính toán R theo bảng 3.5 với điều kiện độ chôn sâu của cọc trong đất không bị xói trôi hoặc gọt bỏ không nhỏ hơn:

- 4m đối với công trình thủy lợi - 3m đối với nhà và các công trình khác.

5. Khi xác định ma sát cọc – đất fi theo bảng 3.5 nền đất được chia thành các lớp nhỏ, đồng nhất có chiều dày không quá 2m.

6. Ma sát bên tính toán fi của đất cát chặt nên tăng thêm 30% so với giá trị ghi ở bảng 3.5.

c) Sức chịu tải của cọc nhồi: Sức chịu tải của cọc nhồi có và không có mở rộng đáy và cọc chịu tải trọng nén

đúng tâm xác định theo công thức như đối với cọc ma sát nhưng chú ý rằng sức kháng của đất đá ở mũi cọc và các hệ số xác định khác với cọc đúc sẵn.



- Sức chịu tải cực hạn khi chịu nén: f1

. . .f .i

nndn R i i

im m R F U m l

=

Φ = +

∑

- Sức chịu tải cực hạn khi chịu kéo (nhổ): f1

. . .f .i

nkdn i i

im U m l

=Φ = ∑

- Sức chịu tải tính toán theo đất nền khi bị nén và bị nhổ:

1,4

n nn dn dn

dn nPKΦ Φ

= = 2,5

k kn dn dn

dn kPKΦ Φ

= =

trong đó: m – hệ số điều kiện làm việc. Trong điều kiện tựa lên đất sét có độ bão hòa G <

0,85 lấy m=0,8, trong các trường hợp còn lại lấy m=1;

Rm – hệ số điều kiện làm việc của đất dưới mũi cọc, lấy Rm =1 trong mọi trường hợp. Với cọc có mở rộng đáy bằng cách nổ mìn thì Rm =1,3; khi thi công cọc có mở rộng đáy bằng phương pháp đổ bê tông dưới nước thì lấy Rm =0,9;

F – Diện tích mũi cọc (m2) lấy như sau: - Đối với cọc nhồi không mở rộng đáy và đối với cọc trụ, lấy bằng diện tích tiết

diện ngang của chúng; - Đối với cọc nhồi có mở rộng đáy và đối với cọc trụ, lấy bằng diện tích tiết diện

ngang của phần mở rộng tại chỗ có đường kính lớn nhất của cọc; - Đối với cọc ống nhồi bê tông lấy bằng diện tích tiết diện ngang của ống kể cả

thành ống; - Đối với cọc ống nhân đất (không nhồi bê tông), lấy bằng diện tích tiết diện ngang

của thành ống;

fim – hệ số điều kiện làm việc của đất ở mặt bên của cọc, phụ thuộc vào phương

pháp tạo lỗ khoan, lấy theo bảng 3.7; fi – ma sát bên của đất và thân cọc, lấy theo bảng

R – cường độ chịu tải của đất dưới mũi cọc (T/m2) được tính như sau: * Với cọc nhồi, cọc ống lấy đất ra khỏi ruột ống sau đo đổ bê tông và cọc trụ:

' 0 01 10,75 ( . . . . )k kR d A Bβ γ α γ= +

Khi chân cọc ống có giữ nhân đất ở chiều cao > 0,5 m và không bị phá hoại thì:

' 0 01 1( . . . . )k kR d A Bβ γ α γ= +

trong đó: 0 0, , ,k kA Bα β - là hệ số thuộc góc ma sát trong ϕ - tra bảng 3.8

'1γ - trọng lượng thể tích hoặc trọng lượng riêng đẩy nổi của đất dưới mũi cọc (T/m3)



1γ - trọng lượng riêng hoặc trọng lượng riêng đẩy nổi của đất phía trên mũi cọc (T/m3)

Bảng 3.7: Bảng hệ số điều kiện làm việc fi

m của cọc nhồi (Theo 20TCN 21-86)

Loại cọc và phương pháp thi công cọc Hệ số điều kiện làm việc fm trong

Cát Á cát Á sét Sét 1. Cọc chế tạo bằng cách đóng ống thép có bịt kín mũi rồi rút dần ống thép khi đổ bê tông 2. Cọc nhồi rung ép 3. Cọc khoan nhồi có kể cả mở rộng đáy, đổ bê tông a. Khi không có nước trong lỗ khoan (phương pháp khô hoặc dùng ống chống) b. Dưới nước hoặc dung dịch sét c. Hỗn hợp bê tông cứng đổ vào cọc có đầm 4. Cọc ống hạ bằng rung có lấy đất ra 5. Cọc trụ 6. Cọc khoan nhồi, cọc có lỗ tròn ở giữa 7. Cọc khoan phun chế tạo ống chống hoặc bơm hỗn hợp bê tông với áp lực (2÷4)at

0,8

0,9

0,7

0,6 0,8 1

0,7 0,8 0,9

0,8

0,9

0,7

0,6 0,8 0,9 0,7 0,8 0,8

0,8

0,9

0,7

0,6 0,8 0,7 0,7 0,8 0,8

0,7

0,9

0,6

0,6 0,7 0,6 0,6 0,7 0,8

Bảng 3.8: Bảng các hệ số 0 0, , ,k kA Bα β để tính sức kháng mũi của cọc nhồi Ký hiệu các hệ

số Các hệ số 0 0, , ,k kA Bα β khi góc ma sát trong của đất là

23 25 27 29 31 33 35 37 39 0kA 0kB

9,5 18,6

12,6 24,8

17,3 32,8

24,4 45,5

34,6 64

48,6 87,6

73,1 127

108 185

163 260

khiL d

α

=

4 5

7,5 10

12,5 15

17,5 20

22,5 ≥25

0,78 0,75 0,68 0,62 0,58 0,55 0,51 0,49 0,46 0,44

0,79 0,76 0,70 0,65 0,64 0,58 0,55 0,53 0,51 0,49

0,80 0,77 0,70 0,67 0,63 0,61 0,58 0,57 0,55 0,54

0,82 0,79 0,74 0,70 0,67 0,68 0,66 0,65 0,64 0,63

0,84 0,81 0,76 0,73 0,70 0,68 0,66 0,65 0,64 0,63

0,85 0,82 0,78 0,75 0,73 0,71 0,69 0,38 0,67 0,67

0,85 0,83 0,80 0,77 0,75 0,73 0,72 0,72 0,71 0,70

0,86 0,84 0,82 0,79 0,7 0,76 0,75 0,75 0,74 0,75

0,87 0,85 0,84 0,80 0,79 0,78 0,78 0,78 0,77 0,77

β khi pd =

≤ 0,8m < 4m

0,31 0,25

0,31 0,21

0,29 0,23

0,27 0,22

0,26 0,21

0,25 0,20

0,24 0,19

0,28 0,18

0,28 0,17



Bảng 3.9: Sức kháng R của đất ở mũi của cọc nhồi trong đất dính

Chiều sâu đặt mũi cọc

Cường độ chịu tải R dưới chân cọc nhồi khi đất dính có độ sệt B bằng 0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6

3 5 7 10 12 15 18 20 30 40

85 100 115 135 155 180 210 230 230 450

75 85 100 120 140 165 190 240 300 400

65 75 85 105 125 150 170 190 260 350

50 65 75 95 110 130 150 165 230 300

10 50 60 80 95 100 130 145 200 250

30 40 50 70 80 100 115 125

- -

25 25 45 70 80 95 105

- - -

4.2.2.2 Xác định sức chịu tải của cọc theo kết quả thí nghiệm xuyên

a) Xác định sức chịu tải của cọc theo kết quả xuyên tĩnh (CPT) * Nguyên lý: Người ta xuyên vào trong đất một chuỳ xuyên mũi hình côn diện

10cm2, góc ở đỉnh 60o, thân hình trụ, lực xuyên là một lực ép tĩnh, tốc độ xuyên không đổi và khá nhỏ. Trong quá trình xuyên người ta đo sức kháng của đất ứng với mũi và thân chuỳ xuyên.

Ký hiệu: + qc: là sức kháng của đất ứng với mũi của chuỳ xuyên + fs: sức kháng của đất ứng với bề mặt bên của chuỳ xuyên * Thiết bị và cách tiến hành: Những bộ phận chủ yếu của máy xuyên là chuỳ xuyên, cần xuyên, cơ cấu gia lực

và đo lực, giá đỡ và hệ neo. Khi thí nghiệm ta đưa máy vào đúng vị trí dự kiến, điều chỉnh cho máy cân bằng rồi neo máy đảm bảo chặt, đầu tiên xuyên cả chuỳ và cần vào đất sâu 0,4m bỏ qua không đo. Khi bắt đầu đo, ấn riêng rồi gắn với mũi đi một đoạn 2 ÷ 3cm đọc số đo lực kháng mũi qc, sau đó tiếp tục ấn thanh cần gắn với măng sông đo ma sát đọc được trị số fs khi vỏ và lõi đi một đoạn 17 ÷ 18cm; cứ như thế đo các đoạn tiếp theo. Như vậy ở thiết bị này cứ 20cm chiều sâu ta thực hiện được một lần đo.

Kết quả thí nghiệm xuyên tĩnh trình bày ở dạng đó thì thể hiện giá trị qc và fs theo chiều sâu của nền đất.

* Tính toán sức chịu tải của cọc: Theo 20 TCN 112 - 84 và 20 TCN 174 – 89, sức cản phá hoại của cọc ma sát: P = Pmũi + Pxq

trong đó: Pmũi = qp . F gọi là sức cản phá hoại của đất ở mũi cọc

1.

n

xq isii

U q hP=

= ∑ là sức cản phá hoại của đất ở toàn bộ thành cọc



với .p c cq K q= và q q isi ci α=

cq là sức kháng mũi xuyên trung bình của đất trong phạm vi 3d phía trên và dưới mũi cọc,

,c iK α là hệ số phụ thuộc vào loại đất, trạng thái của đất, phương pháp thi công cọc và đặc tính bề mặt của cọc tra bảng 3.10.

Bảng 3.10: Hệ số Kc và α

Ghi chú : Cần hết sức thận trọng khi lấy giá trị ma sát bên của cọc trong sét mềm và bùn vì khi tác dụng một tải trọng nhỏ lên nó, hoặc ngay cả tải trọng bản thân, cũng làm cho loại đất này lún và tạo ra ma sát âm. Các giá trị trong ngoặc có thể sử dụng khi:

- Đối với cọc, thành hố được giữ tốt, khi thi công không gây phá hoại thành hố và bê tông đạt chất lượng cao; - Đối với cọc đóng có tác dụng làm chặt đất khi đóng cọc

Tải trọng cho phép tác dụng lên cọc : xP

2 3 2

xqmuix

PPP = +÷

* Nhận xét: Số đo thí nghiệm xuyên tĩnh ổn định có nhiều tương quan thực nghiệm tin cậy vì vậy nó được sử dụng khá rộng rãi. Tuy nhiên nhược điểm của thí nghiệm xuyên tĩnh (CPT) là không dùng được khi trong nền đất có dị vật hoặc đất lẫn sỏi sạn trên 10% và khả năng xuyên rất khó khăn khi gặp các lớp cát chặt, sét cứng thì không thí nghiệm sâu được. b) Xác định sức chịu tải của cọc theo kết quả xuyên tiêu chuẩn (SPT)

* Nguyên lý: đóng một ống lấy mẫu đã tiêu chuẩn hoá vào trong đất; Năng lượng đóng - trọng lượng quả tạ và chiều cao rơi - cũng được tiêu chuẩn hoá. Người ta đo (đếm) số nhát đập để ống mẫu ngập vào đất một chiều sâu đã tiêu chuẩn hoá.

* Thiết bị và cách tiến hành:



Thí nghiệm xuyên tiêu chuẩn (SPT) được thực hiện bằng ống tách đường kính ngoài 51mm, đường kính trong 38mm, dài 45cm, đóng bằng búa rơi tự do nặng 63,5kg, chiều cao rơi là 76,2cm, thực hiện trong lỗ khoan.

Khi thí nghiệm: Đầu trên người ta khoan tạo lỗ đến độ sâu thí nghiệm. Tiếp theo lắp ống lấy mẫu vào cần và đưa xuống độ sâu dự kiến.

Dùng tạ nâng nhẹ cho ống mẫu cắm vào đất khoảng 10cm nện tạ ở độ cao với tiêu chuẩn và đếm số nhát đập N1 để ống ngập sâu vào đất 15cm; làm tiếp lần thứ 2 đếm số nhát đập N2 để ống lấy mẫu ngập thêm 15cm tiếp theo.

Số nhát đập để ống lấy mẫu ngập vào đất 30cm là : N = N1 + N2 * Tính toán sức chịu tải của cọc:

- Theo công thức của Meyerhof (1956): . . . .tb sm N F n N FΦ = + ( )2,5 3,0xP = Φ ÷

với: Φ – Sức chịu tải cực hạn của cọc; m – hệ số lấy bằng 400 cho cọc đóng và 120 cho cọc khoan nhồi; n – hệ số lấy bằng 2 cho cọc đóng và 1 cho cọc khoan nhồi; N – Số SPT của đất dưới mũi cọc.

tbN – Số SPT trung bình của đất dọc theo thân cọc;

, sF F – diện tích tiết diện ngang và diện tích xung quanh thân cọc;

Hệ số an toàn khi tính sức chịu tải theo thí nghiệm xuyên tiêu chuẩn lấy từ 2,5-3,0. - Theo công thức của Nhật Bản:

( )1 . . . . 0,2. . .3 a p s s cN A d N L c Lα π Φ = + +

( )2,5 3,0xP = Φ ÷

với:

aN – chỉ số SPT của đất dưới mũi cọc;

pA – diện tích tiết diện ngang mũi cọc;

sN – chỉ số SPT của lớp cát bên thân cọc;

sL – chiều dài đoạn cọc nằm trong đất cát (m);

cL – chiều dài đoạn cọc nằm trong đất dính (m);

c – lực dính đơn vị của đất dính ; d – đường kính cọc; α - hệ số phụ thuộc vào phương pháp thi công cọc: - Cọc bê tông cốt thép thi công bằng phương pháp đóng α = 30 - Cọc khoan nhồi: α = 15



* Nhận xét: Thí nghiệm SPT dễ làm, thuận tiện và thực hiện ngay trong lỗ khoan thăm dò tuy nhiên việc dùng ống lấy mẫu xuyên vào các lớp đất chặt và cứng là rất khó vì vậy người ta dùng chuỳ xuyên với đầu mũi côn như thí nghiệm xuyên động. 4.2.2.3 Xác định sức chịu tải của cọc theo phương pháp thí nghiệm hiện trường

a) Phương pháp thí nghiệm nén tĩnh Thí nghiệm cọc bằng phương pháp tải trọng tĩnh ép dọc trục (gọi là thí nghiệm nén

tĩnh cọc) có thể được thực hiện ở giai đoạn thăm dò, thiết kế và kiểm tra chất lượng cọc. Thí nghiệm được tiến hành bằng cách: Sau khi hạ cọc đến độ sâu nào đó, thường

là độ sâu thiết kế, sau đó dùng tải trọng tĩnh nén ép dọc trục cọc theo nguyên tắc tăng dần từng cấp sao cho dưới tác dụng của lực nén, cọc lún sâu vào đất nền. Tải trọng tác dụng lên đầu cọc được thực hiện bằng kích thuỷ lực với hệ phản lực là dàn chất tải, neo hoặc kết hợp cả hai. Các số liệu về tải trọng, chuyển vị, thời gian... thu được trong quá trình thí nghiệm là cơ sở để đánh giá sức chịu tải của cọc theo đất nền.

Ưu điểm nổi bật của phương pháp này so với các phương pháp khác là có thể cho kết quả chính xác nhất, sát với điều kiện làm việc thực tế của nền đất. Tuy nhiên việc tiến hành thí nghiệm thường tốn kém. Theo quy phạm số cọc thử tĩnh là ≥5% số cọc nhưng không ít hơn 2 cọc cho 1 công trình. * Thiết bị thí nghiệm:

Thiết bị thí nghiệm gồm hệ gia tải, hệ tạo phản lực và hệ đo đạc, quan trắc. - Hệ gia tải gồm kích thuỷ lực, bơm và hệ thống thuỷ lực, đảm bảo không rò rỉ và

hoạt động an toàn dưới áp lực không nhỏ hơn 150% áp lực làm việc, và có khả năng giữ tải ở cấp lớn nhất không ít hơn 24 giờ.

- Hệ đo đạc quan trắc bao gồm thiết bị, dụng cụ đo tải trọng tác dụng lên đầu cọc, đo chuyển vị của cọc, máy thuỷ chuẩn, dầm chuẩn và dụng cụ kẹp đầu cọc.

- Hệ tạo phản lực có thể dùng một trong ba sơ đồ sau: + Dùng cọc neo làm đối trọng, các cọc neo được liên kết bằng dầm thép, khoảng

cách giữa các cọc neo và cọc thí nghiệm không nhỏ hơn 5 lần đường kính cọc neo. + Dùng các khối vật liệu để làm đối trọng: thường là các khối bê tông đúc sẵn

hoặc dùng phôi thép... + Dùng trọng lượng bản thân cọc và ma sát xung quanh cọc làm đối trọng cho kích

thuỷ lực (Thí nghiệm hộp Osterberg - thường sử dụng để thử tải tĩnh cọc khoan nhồi đường kính lớn).



Hình 3.18: Dùng cọc neo làm đối trọng khi thí nghiệm nén tĩnh

Hình 3.19: Dùng các khối bê tông đúc sẵn làm đối trọng khi thí nghiệm nén tĩnh

* Chuẩn bị thí nghiệm: - Chuẩn bị cọc thí nghiệm: Cọc thí nghiệm phải đúng các tiêu chuẩn về thi công và

nghiệm thu cọc. Việc thí nghiệm chỉ thực hiện cho các cọc đã đủ thời gian phục hồi cấu trúc đất. Thời gian cọc nghỉ từ khi kết thúc thi công đến khi thí ngiệm được quy định như sau: tối thiểu 21 ngày đối với cọc khoan nhồi và 7 ngày đối với cọc đóng hoặc ép.

- Lắp đặt hệ tạo phản lực, hệ dầm dọc, dầm ngang, đối trọng. - Lắp đặt hệ gia tải: kích thuỷ lực, bơm dầu. - Lắp đặt hệ thống đo chuyển vị: dụng cụ kẹp, gá đầu cọc, đồng hồ đo chuyển vị,

mia , máy thuỷ bình. * Quy trình gia tải:

Tải trọng thí nghiệm được tác dụng theo từng cấp tăng dần, trị số mỗi cấp tải từ 10% đến 20% tải trong thiết kế.

Với mỗi cấp tải trọng cần theo dõi độ lún của cọc, khi nào ổn định về lún mới được tăng cấp tải tiếp theo. Tốc độ chuyển vị được xem là ổn định quy ước khi độ lún không quá 25mm/1giờ. Hà Nội 1/2013 BÀI GIẢNG NỀN MÓNG


Giữ cấp tải trọng lớn nhất độ lún đầu cọc đạt ổn định quy ước hoặc trong 24 giờ. Sau khi kết thúc gia tải nếu cọc không bị phá hoại thì giảm tải về “không”, mỗi

cấp giảm tải bằng hai lần cấp gia tải, thời gian giữ mỗi cấp tải là 30 phút, riêng cấp tải “không” giữ lâu hơn nhưng không quá 6 giờ.

Tải trọng thí nghiệm lớn nhất do đơn vị thiết kế quy định, thường được lấy như sau:

+ Đối với cọc thí nghiệm thăm dò: Tải trọng thí nghiệm bằng 250-300% tải trọng thiết kế.

+ Đối với cọc thí nghiệm kiểm tra: Tải trọng thí nghiệm bằng 150-200% tải trọng thiết kế.

Cọc thí nghiệm được xem là phá hoại khi: + Tổng chuyển vị đầu cọc vượt quá 10% bề rộng hay đường kính cọc. + Vật liệu cọc bị phá hoại, nứt vỡ đầu cọc. + Độ lún của cọc tăng đột ngột và nhanh.

* Kết quả thí nghiệm: Từ kết quả ghi chép được, vẽ biểu đồ quan hệ tải trọng - độ lún để phân tích, đánh

giá, xác định sức chịu tải của cọc đơn, việc xác định sức chịu tải giới hạn của cọc có thể dùng các phương pháp sau:

Hình 3.20: Các biểu đồ quan hệ trong thí nghiệm nén tĩnh cọc

+ Trường hợp đường cong quan hệ P-S (tải trọng - độ lún) biến đổi nhanh (Hình 3.26a), thể hiện rõ sự thay đổi đột ngột của độ lún (điểm uốn), sức chịu tải giới hạn được xác định bằng tải trọng ứng với điểm có đường cong thay đổi đột ngột độ dốc.

+ Trường hợp nếu đường cong biến đổi chậm, khó xác định được điểm uốn (Hình 3.26b) thì xác định Pgh tương ứng với độ lún giới hạn Sgh, với 10%ghS D= hoặc

max2ghS S= ( maxS tương ứng với trị số 0,9 tkP ) hoặc 2,5%ghS D= đối với cọc khoan

nhồi (TCXD 269-2002), hoặc [ ].ghS Sξ= với [S] là độ lún cho phép của nhà hoặc công

trình, ξ là hệ số chuyển đổi kể đến sự khác nhau giữa thời gian tác dụng của tải trọng thí nghiệm và tải trọng thực tế tác dụng lên công trình, theo quy phạm lấy ξ=0,2.



b) Phương pháp thí nghiệm tải trọng động Phương pháp thí nghiệm tải trọng động dựa vào nguyên lý sự va chạm tự do của

hai vật thể đàn hồi tuyến tính, công sinh ra do sự rơi của quả búa được truyền vào cọc và làm cho cọc có một độ lún nhất định vào đất.

Nội dung phương pháp: Sau khi đã hạ cọc đến một độ sâu nào đó (thường là độ sâu thiết kế) ta dùng một loại búa có trọng lượng nhất định đóng một nhát vào cọc thì cọc sẽ bị lún xuống, trị số độ lún đó còn gọi là độ chối của cọc, ký hiệu là e.

Để xác định độ chối e khi thí nghiệm cần theo dõi độ lún của cọc qua các vạch đánh dấu sẵn trên thân cọc. Vì tốc độ đóng cọc tương đối nhanh nên không thể theo dõi độ lún sau từng nhát búa mà người ta thường lấy độ lún trung bình sau một số nhát búa và tính độ chối theo công thức: e S n= với S là độ lún tổng cộng sau n nhát búa.

Với các loại búa có tốc độ chậm như búa treo và búa đơn động thường lấy e là độ lún trung bình sau 10 nhát búa. Với búa Dieziel, búa song động thì lấy n là số nhát búa trong một phút đóng cọc.

Qua thực tế cho thấy, với cùng một loại búa rơi từ cùng một độ cao nhất định đóng xuống hai cọc khác nhau, nếu cọc nào có độ chối e lớn hơn thì có thể nói rằng cọc đó có sức chịu tải kém hơn.

Yêu cầu của phương pháp là tìm được mối quan hệ giữa tải trọng cực hạn của cọc và độ lún của nó: ( )ghP f e= .

Để tìm quan hệ này nhiều tác giả đã nghiên cứu và đề xuất một số công thức trên cơ sở những giả thiết khác nhau. Hiện nay ở nước ta hay dùng công thức động của nhà bác học Liên xô N.M.Gexevanov để xác định tải trọng giới hạn của cọc thông qua độ chối e khi thử cọc bằng búa đơn động:

2. 4. . .1 12 . .gh

n F Q h Q k qP n F e Q q

+ = + ⋅ −+

trong đó: F - là diện tích tiết diện cọc, q - trọng lượng cọc và đầu cọc, n - hệ số có thứ nguyên của ứng suất, phụ thuộc vào vật liệu cọc và được xác định

bằng thực nghiệm, Q - trọng lượng của quả búa, e - độ chối, là đoạn đường mà cọc xuyên vào đất sau 1 nhát đập của búa, h - biến dạng đàn hồi của quả búa,

k - hệ số phục hồi khi va chạm, khi thép, gang va chạm với gỗ ta lấy 2 0,2k = .

Công thức này sử dụng khi độ chối thực tế e ≥ 2mm. Trong trường hợp độ chối đo được e < 2mm thì phải chọn búa có năng lượng đập mạnh hơn để có e > 2mm.



Ngoài công thức trên, cũng có thể sử dụng một số công thức xác định ghP theo độ

chối e cho các loại búa khác. Chi tiết có thể tham khảo trong tiêu chuẩn 20TCN 21-86.

Tải trọng cho phép xuống cọc: . tcdyn gh dP m P K=

trong đó: m - hệ số điều kiện làm việc (m=1); tcghP - giá trị tiêu chuẩn của sức chịu tải giới

hạn của cọc xác định như sau: khi thử ít hơn 6 cọc thì ( )mintc tcgh ghiP P= , khi thử ≥ 6 cọc

thì tcghP xác định theo phương pháp thống kê.

Nhiều nước trên thế giới dùng các công thức đơn giản sau: + Công thức của Hà Lan để tính tải trọng cho phép xuống cọc:

( )2

1

1 ...dynQ HP

K e Q q=

+ với 1K - Hệ số an toàn, thường lấy bằng 6.

+ Công thức của Crandall để tính tải trọng cho phép xuống cọc:

( )

2

12

1 ...

2

dynQ HPeK e Q q

= + +

với 1e -là độ chối đàn hồi, 2 4K = là hệ số an toàn

+ Công thức theo tạp chí Engineering New:

Lực cản khi đóng cọc: 12. .gh

Q HPe c

=+

Tải trọng cho phép truyền xuống cọc: 2. .6gh

dynP Q HP

e c= =

+

với c - hệ số, đối với búa hơi c=0,1 đối với búa rơi tự do c=1,0. * Hiện tượng chối giả khi đóng cọc:

Trong thực tế thử tải cọc bằng phương pháp động, nếu sau khi vừa đóng cọc xong mà tiến hành thí nghiệm tải trọng động ngay thì kết quả độ chối đo được sẽ khác với độ chối thực, có thể lớn hoặc bé hơn độ chối thực, hiện tượng này gọi là độ chối giả. Hiện tượng chối giả xảy ra trong đất cát và đất sét được giải thích như sau:

+ Hiện tượng chối giả trong đất sét: Khi đóng cọc trong nền đất sét, do chấn động của búa và cọc làm cho đất quanh cọc bị phá hoại kết cấu, đồng thời đất xung quanh cọc bị ép chặt, nước thoát ra nhiều phía xung quanh thân cọc làm cho lực ma sát giữa đất và cọc

Hình 3.21: Mô hình đóng cọc trong đất rời và đất dính



giảm và độ chối tăng lên, còn gọi là độ chối giả trong đất dính (tức egiả > ethực). Để khắc phục thì sau khi đóng cọc phải cho cọc nghỉ một thời gian để đất phục hồi kết cấu rồi mới tiến hành thử tải động để xác định độ chối. Theo quy phạm nước ta quy định thời gian cọc nghỉ trong loại đất này là 15 đến 20 ngày.

+ Hiện tượng chối giả trong đất cát: Khi đóng cọc gây ra rung động làm cho đất cát dồn chặt vào quanh thân cọc, làm cho ma sát giữa cọc và đất tăng lên, độ chối sẽ giảm xuống, còn gọi là độ chối giả trong đất cát (tức egiả < ethực). Do vậy phải cho cọc nghỉ 2÷3 ngày để trạng thái của đất được phục hồi rồi mới tiến hành thử tải động. * Chọn búa khi đóng cọc:

Để xác định độ chối e ta phải chọn loại búa cho thích hợp, vấn đề này còn có ý nghĩa về thi công rất quan trọng để đảm bảo chất lượng và không phá vỡ đầu cọc.

Nếu dùng búa nhỏ đóng cọc, búa phải nâng cao, đồng thời phải đóng nhiều nhát, dễ làm phá hỏng vật liệu đầu cọc, còn dùng búa nặng đóng cọc thì tốt nhưng không kinh tế và di chuyển cồng kềnh, phức tạp.

+ Chọn loại búa thường tuỳ theo năng lượng xung kích, có thể lấy như sau:

25. ttE P≥ với E - năng lượng xung kích của búa (Nm); ttP - sức chịu tải tính toán của cọc (kN)

+ Có thể chọn búa theo công thức kinh nghiệm sau: Q qK

E+

=

K - Hệ số thích dụng của búa Với búa hơi song động, Madut : K ≤ 5; Với búa hơi đơn động : K ≤ 3; Với búa treo : K ≤ 2; Q - Trọng lượng búa; q - Trọng lượng của cọc, mũ cọc, đệm, cọc dẫn.v.v.

4.2.2.4 Xác định sức chịu tải của cọc theo các công thức lý thuyết

Hiện nay có nhiều công thức lý thuyết xác định sức chịu tải của cọc, tất cả các công thức này đều xác định sức chịu tải của cọc thông qua các chỉ tiêu, đặc trưng cơ lý của đất nền (γ, ϕ, c...). Tuy nhiên trong phần lớn các trường hợp, kết quả tính toán theo phương pháp này có khác nhiều so với kết quả thí nghiệm nên các công thức này ít được sử dụng. Ở đây không giới thiệu các công thức lý thuyết của một số tác giả được áp dụng ở một số nước. Sinh viên có thể tham khảo trong các tài liệu chuyên đề về móng cọc. * Về ma sát âm: Trường hợp cọc làm việc trong nền đất:

- đất đắp dày ≥ 2 m; - đất loại sét mềm, bão hoà nước, cố kết chậm; - hạ nước ngầm; - có tải trọng bên phụ thêm: ví dụ công trình lân cận, tải trọng kho bãi…



Khi đó độ lún của các lớp đất này sẽ lớn hơn độ lún của cọc và gây ra ma sát âm với đặc điểm có cùng chiều với lực nén trên đầu cọc do đó làm giảm sức chịu tải.

4.3. Xác định sức chịu tải của cọc theo phương ngang trục Về nguyên tắc, việc xác định sức chịu tải của cọc cũng có thể theo ba phương

pháp: Lý thuyết, thực nghiệm và theo kinh nghiệm. Tuy nhiên việc xác định tính toán tải trọng ngang tác dụng lên cọc thường rất phức tạp. Hiện nay chưa có công thức nào để xác định chính xác tải trọng ngang tác dụng lên cọc khi biết kích thước cọc và điều kiện địa chất. Việc tính toán tải trọng ngang chủ yếu dựa vào kinh nghiệm hoặc phải xác định qua thí nghiệm hiện trường.

Theo kinh nghiệm, tải trọng ngang của cọc được xác định theo công thức:

.tbng ngH m H=

trong đó: ngH - Sức chịu tải trọng ngang của cọc ứng với trị số chuyển vị ngang của đỉnh

cọc ng∆ , được xác định theo nhiệm vụ thiết kế. Khi không có số liệu thí nghiệm thì trị số

ngH có thể lấy theo bảng sau: Ứng với ng∆ = 1; khi ng∆ < 1 thì xác định bằng cách nội

suy giữa ng∆ = 1 và ng∆ = 0. Khi ng∆ > 1 thì ngH lấy theo thí nghiệm tải trọng tĩnh với

tải trọng ngang. tbngH - Sức chịu tải trọng ngang trung bình của cọc;

m - Hệ số điều kiện làm việc, phụ thuộc vào số lượng cọc trong móng n: n 1 ÷ 5 6 ÷ 10 ≥ 11 m 0,85 0,90 1,00

Bảng 3.11: Bảng tra trị số ngH

Loại đất từ đáy đài đến độ sâu có trị số kd

Độ ngàm sâu của cọc

Trị số ngH

Cọc BTCT tiết diện Cọc tròn có đường kính Cọc BTCT Cọc gỗ 30x30 35x35 40x40 28 30 32

1. Đất cát chặt vừa, á cát dẻo cứng 2. Đất rời, cát bụi, á cát dẻo. á sét, sét dẻo mềm. 3. Á sét, sét dẻo nhão

6d

7d

8d

4,5d

5d

6d

6,00

2,50

1,0

7,00

3,0

1,0

8,00

3,5

2,0

2,60

1,4

0,5

2,80

1,5

0,5

2,80

1,6

0,6

§5. Tính toán móng cọc đài thấp

5.1. Các giả thiết khi tính toán móng cọc đài thấp Khi thiết kế móng cọc, việc lựa chọn phương án cọc đài cao hay đài thấp phụ

thuộc vào đặc điểm cấu tạo của từng loại công trình. Móng cọc đài thấp được áp dụng trong các công trình dân dụng và công nghiệp.

Loại móng này đài cọc nằm thấp hơn mặt đất. Việc tính toán, thiết kế móng cọc đài thấp dựa trên cơ sở các giả thuyết như sau:



1. Đối với móng cọc đài thấp, tải trọng ngang hoàn toàn do đất từ đáy đài trở lên tiếp nhận. Do vậy, điều kiện để tính toán theo sơ đồ móng cọc đài thấp là:

min0,7h h≥ với 0min 45

2 .Hh tgb

ϕγ∑ = −

H∑ - tổng tải trọng ngang tác dụng lên móng

b - cạnh đáy đài theo phương vuông góc với tổng lực ngang H∑

,γ ϕ - góc nội ma sát và trọng lượng riêng của đất từ đáy đài trở lên

h – chiều sâu chôn đài. Biểu thức trên được thiết lập trên cơ sở cân bằng lực ngang với áp lực chủ

động của đất từ đáy đài. Hệ số 0,7 kể đến ma sát 2 bên cạnh đài (phương cạnh a) 2. Sức chịu tải của cọc trong móng được xác định như đối với cọc đơn riêng rẽ,

không kể đến ảnh hưởng của nhóm cọc. 3. Tải trọng công trình truyền qua đài cọc, chỉ truyền lên các cọc chứ không trực

tiếp truyền lên phần đất giữa các cọc tại mặt tiếp giáp với đài cọc hay nói cách khác là đất tại mặt tiếp giáp với đài không trực tiếp làm việc.

4. Khi kiểm tra cường độ của nền đất và khi định độ lún của móng cọc thì người ta xem móng cọc như là một móng khối qui ước bao gồm cọc, đài cọc và phần đất giữa các cọc.

5. Vì việc tính toán móng khối quy ước giống như tính toán móng nông trên nền thiên nhiên nên trị số mômen của tải trọng ngoài tại đáy móng khối quy ước được lấy giảm đi một cách gần đúng bằng trị số mô men của tải trọng ngoài so với cao trình đáy đài.

6. Đài cọc xem như tuyệt đối cứng, cọc và đài cọc xem như liên kết ngàm cứng với nhau.

5.2. Trình tự tính toán thiết kế móng cọc đài thấp Thiết kế móng cọc đài thấp tiến hành theo trình tự sau: 1- Chọn cọc 2- Xác định sức chịu tải của cọc (dự kiến chiều dài cọc) 3- Xác định số lượng cọc trong móng 4- Bố trí cọc và cấu tạo đài 5- Tính toán kiểm tra. Việc chọn cọc và xác định sức chịu tải của cọc đã nghiên cứu ở các tiết trước.

Dưới đây chỉ trình bày chi tiết các bước 3, 4, 5.

5.3. Xác định số lượng cọc trong móng Số lượng cọc trong móng được xác định theo công thức



cn

Nn

Pβ= ⋅∑

trong đó :

cn - là số lượng cọc trong móng,

nP - sức chịu tải của cọc khi nén,

N∑ - Tổng tải trọng thẳng đứng tác dụng tại cao trình đáy đài,

β - hệ số kinh nghiệm khi xét đến ảnh hưởng của lực xô ngang và mô men lấy bằng 1 ÷ 1,5.

5.4. Bố trí cọc và cấu tạo đài cọc Sau khi sơ bộ xác định số lượng cọc thì tiến hành bố trí cọc trong móng. Khi bố trí

cọc trong móng phải đảm bảo hai yêu cầu chính là thi công dễ dàng và chịu lực tốt. Về mặt thi công, phải đảm bảo khoảng cách giữa các cọc cần được lựa chọn sao

cho hiện tượng nâng cọc và làm chặt đất giữa các cọc là nhỏ nhất đồng thời tận dụng tối đa sức chịu tải của cọc, khoảng cách tối thiểu giữa hai trục cọc phải đảm bảo để có thể hạ cọc đến độ sâu thiết kế mà không làm hư hỏng cọc khác và công trình lân cận.

Khoảng cách giữa hai cọc kề nhau được lấy như sau: - Khi cọc thẳng đứng : + Cọc chống không nhỏ hơn 3d (d - đường kính cọc). + Cọc chống không nhỏ hơn 2d. + Cọc có mở rộng đáy không nhỏ hơn 1,5 lần đường kính mở rộng d hoặc d+1m

(d>2m). - Khi cọc xiên : + Tại mặt phẳng đáy đài không được nhỏ hơn 1,5d. + Tại mặt phẳng mũi cọc không được nhỏ hơn 3d. Nếu không đảm bảo các khoảng cách trên thì không thể hạ cọc đến độ sâu thiết kế.

Tuy nhiên khoảng cách giữa hai trụ cọc cũng không vượt quá trị số 6d để giảm bớt khối lượng đào đất và vật liệu đài cọc.

Về phương diện chịu lực thì tuỳ tình hình cụ thể của địa chất, tải trọng mà bố trí cọc cho thích hợp.

Trường hợp chỉ có tải trọng thẳng đứng tác dụng thì bố trí cọc thắng đứng và cách đều nhau.

Trường hợp tải trọng ngang và momen lớn thì phải tăng độ cứng ngang của móng bằng cách bố trí cọc xiên, có thể xiên một chiều (độ xiên từ 1:5 ; 1:7; 1:10) hoặc kết hợp cả cọc đứng và cọc xiên. Việc thi công cọc xiên thường khó khăn nếu momen và lực ngang không đều thì nên bố trí cọc thẳng đứng.



Hình 3.22: Bố trí cọc trên mặt đứng

Khi bố trí cọc trên mặt bằng nên bố trí cọc đều nhau để dễ thi công, có thể bố trí theo hình ô chữ nhật hoặc bố trí dạng hình hoa mai. Trường hợp móng lệch tâm lớn có thể bố trí cọc dày hơn về phía lệch tâm. Lúc này số hàng cọc khoảng cách vẫn đều nhau, số cọc trong mỗi hàng khoảng cách không đều nhau.

Hình 3.23: Bố trí cọc trên mặt bằng

Hình 3.24: Bố trí cọc khi móng hình vành khuyên hoặc hình tròn

Cấu tạo đài cọc cần tuân theo hình dáng và kích thước của kết cấu công trình bên trên đồng thời chú ý đến điều kiện về khoảng cách giữa mép đài cọc và mép hàng cọc ngoài cùng, khoảng cách từ tim hàng cọc ngoài cùng đến mép đài (đã trình bày kỹ trong mục 2.3). Ngoài ra còn phải chú ý kiểm tra chiều sâu chon đài cọc phải thỏa mãn điều kiện mindh h≥ .



5.5. Kiểm toán móng cọc theo TTGH 1 và TTGH 2 5.5.1. Kiểm tra tải trọng tác dụng lên cọc a- Trường hợp móng chỉ có cọc thẳng đứng

Trong trường hợp này, nếu móng chỉ chịu tải trọng đúng tâm thì không cần kiểm tra. Nếu số lượng cọc xác định theo công thức.

Khi móng chịu tải lệch tâm sẽ xảy ra hiện tượng một số cọc trong móng chịu tải trọng lớn và một số khác chịu tải trọng bé, đôi khi có cọc chịu kéo. Nên thiết kế để tất cả các cọc đều chịu nén.

Việc kiểm tra tải trọng tác dụng lên cọc tiến hành như sau :

- Đối với cọc chịu nén : maxn

c cP G P+ ≤

- Đối với cọc chịu kéo : mink

c cP G P− ≤

trong đó:

max min,P P - tải trọng tác dụng lên cọc chịu nén nhiều nhất và chịu kéo nhiều nhất;

cG - trọng lượng bản thân cọc có kể đến lực đẩy nổi;

,n kc cP P - sức chịu tải tính toán của cọc chịu nén và chịu kéo.

Tải trọng tác dụng lên đầu cọc thứ i được xác định như sau:

2 2

1 1

. .c c

tttt ttyx

i i in nc

i ii i

MN MP y xn

y x= =

= ± ±∑

∑ ∑

trong đó: ttN∑ - tổng tải trọng thẳng đứng tính toán tại đáy đài;

cn - số lượng cọc trong móng;

,tt ttx yM M - tổng momen của tải trọng ngoài so với trục Ox, Oy đi qua trọng tâm

của các tiết diện cọc tại đáy đài; ,i ix y - khoảng cách từ trọng tâm cọc thứ i đến các trục Ox, Oy đi qua trọng tâm

của các tiết diện cọc tại đáy đài; Tải trọng nén và nhổ lớn nhất lên các cọc max min,P P được tính với max max,x y ,

min min,x y - khoảng cách từ trọng tâm cọc chịu nén (kéo) nhiều nhất đến các trục Ox, Oy đi qua trọng tâm của các tiết diện cọc tại đáy đài; * Kiểm tra tải trọng ngang tác dụng lên cọc

Theo quy phạm về móng cọc, việc kiểm tra móng cọc đài thấp chịu tải trọng ngang tiến hành như sau:

o ngH H≤



trong đó: oH - lực ngang tính toán tác dụng lên mỗi cọc; ngH - sức chịu tải trọng ngang

tính toán của cọc đơn. Với giả thiết rằng tải trọng ngang phân bổ đều lên tất cả các cọc trong móng nên ta

có: o cH H n= ∑ với H∑ là tổng tải trọng ngang tác dụng lên móng.

b- Trường hợp móng có cọc xiên. Việc kiểm tra tải trọng tác dụng lên cọc xiên được tiến hành như sau :

maxn

cP P′ < và mink

cP P′ < trong đó: maxP′ và minP′ tương ứng là tải trọng nén lớn nhất và kéo lớn nhất tác dụng theo phương dọc trục cọc (là hợp lực của tải trọng thẳng đứng và tải trọng ngang đầu cọc). 5.5.2. Kiểm tra cường độ của nền đất dưới mũi cọc

Để kiểm tra cường độ nền đất tại mặt phẳng mũi cọc, người ta coi cọc, đài cọc và phần đất giữa các cọc là một móng khối qui ước như hình 3.25. Móng khối này có chiều sâu đáy móng từ mặt đất đến mặt phẳng đi qua mũi cọc.

Diện tích đáy móng quy ước xác định theo công thức

( ) ( )1 1 2dqF A Ltg B Ltgα α= + +

trong đó:

1 1,A B − là khoảng cách giữa 2 mép ngoài của hai hàng cọc ngoài cùng theo 2 phương;

L − là khoảng cách từ đáy đài đến mặt phẳng mũi cọc;

α − góc mở rộng so với trục thẳng đứng kể từ mép ngoài hàng cọc ngoài cùng:

1

1

.

44

n

i iitb

n

ii

l

l

ϕϕα =

=

= =∑

∑ với ,i ilϕ là góc ma

sát trong và chiều dày của lớp đất thứ i mà cọc đi qua;

Trường hợp cọc xiên thì nếu α lớn hơn góc nghiêng của cọc thì lấy như trên, nếu α nhỏ hơn góc nghiêng của cọc thì lấy α = αc (αc góc nghiêng của cọc).

Hình 3.25: Sơ đồ móng khối quy ước



Sau khi xác định được kích thước móng khối qui ước thì kiểm tra nền đất ở mũi cọc thực hiện như với móng nông.

Trường hợp móng chịu tải đúng tâm : dtb

qu

N RF

σ = ≤

Trường hợp móng chịu tải lệch tâm

max 1,2Rσ ≤ max min

2tb Rσ σσ += ≤

trong đó: R – là cường độ tiêu chuẩn của đất nền tại đáy móng khối qui ước, phụ thuộc vào

loại đất, trạng thái, và kích thước móng khối qui ước xác định theo TCXD 45-70 hoặc TCXD 45-78 với kích thước của móng khối quy ước;

dN – Tổng tải trọng thẳng đứng tại đáy móng khối qui ước, bao gồm cả trọng lượng cọc, đài cọc và trọng lượng đất giữa các cọc;

quF – diện tích đáy móng khối quy ước;

Các ứng suất maxσ và minσ xác định như sau:

maxmin W W

ydd xd

qu xqu yqu

MN MF

σ = ± ±

trong đó: xdM , ydM là tổng mô men của tải trọng ngoài lấy với các trục x, y đi qua trọng tâm của các tiết diện cọc tại đáy đài; W ,Wxqu yqu là mô men chống uốn của tiết diện đáy móng khối quy ước theo các phương x, y.

* Một số quy định khi xác định kích thước móng khối quy ước: + Trường hợp nền đất nhiều lớp, ranh giới móng khối quy ước xác định như sau:

- Phía dưới là mặt phẳng AB đi qua mũi cọc; - Phía cạnh là các mặt phẳng AD cà BC đi qua mép ngoài cùng của hàng cọc biên

thẳng đứng khoảng cách ( ). 4tbL tg ϕ , còn khi có cọc nghiêng thì đi qua mép mũi của cọc nghiêng;

- Phía trên là mặt đất CD; - Trị số tbϕ xác định theo công thức (Hình 3.26a).

+ Trường hợp nền đồng nhất, kích thước của móng khối quy ước xác định như sau : - Chiều rộng và chiều dài của bản móng quy ước bằng các cạnh của nhóm cọc; - Chiều sâu đặt móng quy ước bằng 2/3 chiều dài cọc kể từ đáy đài; - Ứng suất phụ thêm do tải trọng công trình được giả thiết là truyền xuống các lớp

đất bên dưới móng quy ước với góc mở bằng 30o (Hình 3.26b). + Trường hợp khi cọc xuyên qua lớp đất yếu và tựa vào lớp đất cứng:



- Chiều rộng và chiều dài của bản móng quy ước bằng các cạnh của nhóm cọc; - Chiều sâu đặt móng quy ước bằng 2/3 chiều dài cọc ngàm trong lớp đất tốt kể từ

bề mặt lớp đất trên; - Ứng suất phụ thêm do tải trọng công trình được giả thiết là truyền xuống các lớp

đất bên dưới móng quy ước với góc mở bằng 30o (Hình 3.26c);

Hình 3.26a: Xác định kích thước móng khối quy ước khi nền nhiều lớp

Hình 3.26b: Xác định kích thước móng khối quy ước khi nền đồng nhất

Hình 3.26c: Móng khối quy ước khi cọc xuyên qua lớp đất yếu và tựa lên lớp đất cứng

5.5.3. Kiểm tra độ lún của móng cọc Cũng như đối với các loại móng khác, khi thiết kế móng cọc phải bảo đảm đìều

kiện sau đây: S ≤ [S]



trong đó: S - độ lún của móng cọc; [S] - độ lún cho phép của công trình. Khi khoảng cách giữa các cọc trong móng nhỏ hơn 4d, để tính toán độ lún móng

cọc người ta xem móng cọc như móng khối qui ước, việc tính toán độ lớn tiến hành theo các phương pháp đã nghiên cứu trong Cơ học đất.

Dưới đây trình bày trình tự tính lún cho móng cọc theo phương pháp cộng lún từng lớp:

1. Chia nền đất dưới đáy móng khối quy ước thành từng lớp phân tố. 2. Tính và vẽ biểu đồ ứng suất do trọng lượng bản thân đất gây ra.

3. Xác định áp lực gây lún: .gl dtb tb quhσ σ γ= −

trong đó : dtbσ − ứng suất trung bình tại đáy móng khối qui ước;

tbγ - trọng lượng thể tích trung bình của các lớp đất từ mũi cọc trở lên;

quh - khoảng cách từ mặt đất đến đáy móng khối qui ước.

4. Tính và vẽ biểu đồ ứng suất do ứng suất gây lún: .gl glozi kσ σ=

5. Xác định chiều sâu tính lún Ha, xác định Ha ở điểm có 0,2.gl btziziσ σ≤

6. Tính toán độ lún cho từng lớp Si theo công thức:

1 2

1 1. . . . . . .

1 1gl gl gli i i i

i i oi i i iz i z i z ii i i

a e eS h a h h hE e eβ σ σ σ −

= = = =+ +

7. Tính độ lún tổng cộng: iS S= ∑

5.5.4. Tính toán đài cọc Sơ đồ tính toán đài cọc: coi đài cọc là cứng làm việc như dầm công xôn ngàm ở

mép cột (tường) và chịu tác dụng của các phản lực đầu cọc. Việc tính toán đài cọc theo ba sơ đồ phá hoại sau:

- Tính toán chọc thủng; - Tính toán phá hoại theo mặt phẳng nghiêng; - Tính toán chịu uốn.

5.5.4.1. Tính toán đài cọc dưới cột hoặc dưới trụ

a- Tính toán khả năng chống chọc thủng

Về nguyên tắc giống như móng nông, tháp xuyên thủng nghiêng 45o . Tuy nhiên có thể xảy ra tháp đâm thủng có góc khác 45o . Công thức kiểm tra:

( ) ( )1 2 2 1. . . .o o o kP b C a C h Rα α ≤ + + +

trong đó: P - lực chọc thủng bằng tổng phản lực các cọc nằm ngoài phạm vi tháp xuyên

thủng,



,o oa b - kích thước tiết diện cột;

0h - chiều cao làm việc của đài;

1 2,C C - khoảng cách trên mặt bằng từ mép cột đến mép đáy tháp xuyên thủng;

kR - cường độ chịu kéo tính toán của bê tông;

1 2,α α - xác định theo công thức sau:

2 2

0 01 2

1 2

1,5 1 ; 1,5 1h hC C

α α

= + = +

Khi 1 oC h> hoặc 2 oC h> lấy tỷ số

1oh C hoặc 2oh C = 1 (coi tháp chọc thủng có góc nghiêng là 450); lúc đó

1 2α α= = 2,12.

Khi 1 0,5. oC h< hoặc 2 0,5. oC h< thì lấy 1 0,5. oC h= hoặc 2 0,5. oC h= để tính với chú ý rằng sự tăng của khả năng chống cắt theo góc nghiêng của tháp chọc thủng cũng là có giới hạn, khi đó 1α hoặc

2α = 3,35.

b- Tính toán khả năng chống cắt trên tiết diện nghiêng

Sơ đồ tính cường độ trên tiết diện nghiêng chịu cắt như hình vẽ. Điều kiện kiểm tra là:

0. . . kQ b h Rβ≤

trong đó: Q - tổng phản lực của các cọc nằm ngoài tiết diện nghiêng;

b - chiều rộng của đài;

0h - chiều cao làm việc của đài;

kR - cường độ chịu kéo tính toán của BT

β - hệ số không thứ nguyên, xác định theo công thức:

200,7. 1 h

Cβ = +

ob2c

2c

0a1c 1c

a

b

0

a

a1c 1c

oh

Hình 3.27: Sơ đồ tính chọc thủng đài cọc

0a 1ca

oh

1c2c

b

Hình 3.28: Sơ đồ tính đài chịu cắt trên tiết diện nghiêng



Khi 0,5. oC h< thì β được tính theo 0,5. oC h= và β = 1,56. Khi 0,5. oC h> thì 0h Cβ = nhưng không nhỏ hơn 0,6.

Chiều cao làm việc 0h của đài cọc lấy theo trị số lớn nhất nhận được từ cách tính theo hai sơ đồ trên, chiều cao thực tế của đài ( )0 10 15h h cm= + ÷ .

c- Tính toán đài chịu uốn

Tính toán đài chịu uốn tiến hành theo trị số mô men tại các tiết diện thẳng đứng của đài ở mép cột và tại các vị trí đài có chiều cao thay đổi.

Qua tính toán ta xác định được diện tích cốt thép theo phương cạnh a và cạnh b.

Diện tích cốt thép đặt theo phương cạnh a, cắt qua tiết diện I-I trên hình vẽ được xác định theo công thức:

00,9. .I

aIa

MFh R

=

Lượng thép này bố trí trên cạnh b (thép đặt song song với cạnh a).

Diện tích cốt thép theo phương cạnh b, cắt qua tiết diện II-II trên hình vẽ được xác định theo công thức:

00,9. .II

aIIa

MFh R

=

trong đó aF - diện tích tiết diện cốt thép; ,I IIM M - trị số mô men uốn tại tiết diện I-I và II-II; 0h - chiều cao làm việc của đài tại tiết diện đang xét; aR - cường độ chịu kéo tính toán của cốt thép.

Cốt thép đài thường chọn loại AII, đường kính cốt thép Φ12 ÷ Φ18 và có thể lớn hơn. 5.5.4.2. Tính toán đài cọc dạng băng (móng hợp khối)

Đài cọc dạng băng được bố trí dưới tường nhà, có chiều dài lớn hoặc các móng băng đặt trên 1 đến 3 hàng cọc.

Khi cọc bố trí thành nhiều hàng, nếu có một, vài hàng nằm ngoài phạm vi của tường thì đài cọc được tính toán chọc thủng và phá hoại trên mặt phẳng nghiêng tương tự như tính toán với đài cọc dưới cột. Ở đây ta xét việc tính toán chịu uốn của đài cọc dưới tường trong quá trình sử dụng.

Ta xét phương án của tính toán đài cọc cho trường hợp các cọc được phân bố theo một hàng. Đài cọc xem như dầm kê trên các cọc và chịu tải trọng do tường truyền xuống.

b

a

oh

Hình 3.29: Sơ đồ tính đài chịu uốn



Khi tính toán đài dưới tường, cần xét đến các lỗ cửa, của sổ trong tường và vị trí

của chúng ta so với các cọc và so với đài. Biểu đồ áp lực xuống đài có dạng đường cong. Thực tế ta có thể tính gần đúng

bằng các biểu đồ tam giác có đỉnh nằm trên mép của cọc. Kích thước d0 của tất cả các sơ đồ tải trọng trên hình 3.31 được xác định gần đúng

như sau: ( )0,50 3,3. . .t td E J E b= với .E J là độ cứng chống uốn của đài; tE là mô đun

đàn hồi của vật liệu tường; tb là bề rộng tường.

- Tung độ lớn nhất của biểu đồ tải trọng tại mép cọc của sơ đồ (a) và (b) trên hình

3.31 xác định như sau:

( )0,50,3. . . . .o tt t tP q L E b E J=

hay ( )1 2.o ttP q L d= +

trong đó: q - tải trọng phân bố đều do nhà truyền xuống ở độ sâu đáy đài (trọng lượng

Hình 3.30: Sơ đồ đài cọc dạng

băng

Hình 3.31: Các sơ đồ tính toán đài cọc dạng băng



tường, sàn, tải trọng hữu ích ...); ttL - chiều dài tính toán của nhịp, lấy 1,05.ttL L= ; L - khoảng cách giữa hai mép gần nhất của cọc.

- Tung độ oP ở sơ đồ (c) trên hình 3.31 lấy bằng: oP q= ;

- Sau khi xác định tải trọng oP , tiến hành tính toán mo men và lực cắt lớn nhất tại mép cọc:

+ Đối với các sơ đồ (a), (b), (d), (e): 2

0 0 0 0 0. .2 ;12 2tt

P d d P dM QL

−= − =

+ Đối với sơ đồ (c), tính như dầm liên tục chịu tải trọng phân bố đều: 2. .;

12 2tt ttq L q LM Q−

= =

Theo các trị số momen và lực cắt vừa tìm được, tiến hành tính chọn tiết diện và tính toán cốt thép. Độ bền chống cắt của khối xây trên cọc kiểm tra theo công thức:

0 2.t kP b R≤ với kR là cường độ chống cắt tính toán của khối xây.

* Chú ý về hệ giằng móng cọc

Các đài cọc thường được nối với nhau bởi hệ giằng. Hệ giằng này có tác dụng truyền lực ngang từ đài này sang đài khác, góp phần điều chỉnh lún lệch giữa các đài cạnh nhau, chia một phần mô men từ cột truyền xuống, điều chỉnh những sai lệch do đóng cọc không thẳng gây ra. Người ta thường căn cứ vào sự lún lệch giữa hai đài cạnh nhau, vào độ lún của công trình và khoảng cách giữa hai đài, vào tải trọng thẳng đứng (nếu có) tác dụng lên giằng để quyết định kích thước tiết diện giằng và lượng cốt thép dọc đặt trong nó.

Giằng được cấu tạo như cấu kiện chịu uốn có cốt thép phía trên và phía dưới giống nhau. Hệ thống giằng phải được liên kết với nhau như hệ dầm giao nhau dưới cột mới phát huy tác dụng về các mặt nói trên đồng thời còn tham gia vào tăng cường khả năng chống chọc thủng của móng.

Cao trình mặt trên của giằng thường thường bằng cao trình mặt trên của đài. Khi quyết định cao trình này cũng nên chú ý đường đi của hệ thống thoát nước mưa cũng như nước thải hoặc các hệ thống khác (nếu có).

Khi tính toán hệ đài+cọc+giằng có thể coi cọc và giằng là những dầm trên nền đàn hồi được ghép nối với cột trong một nút là đài, sau đó dùng các phương pháp của cơ học kết cấu và sức bền vật liệu để phân phối mô men tại nút đó cho các cấu kiện qui tụ tại nút.

Khi tính toán, coi đài là cứng vô cùng đồng thời có thể bỏ qua chuyển vị theo phương ngang (phương dọc theo trục của giằng) nhưng phải kể đến theo phương thẳng đứng tức là phải xét đến độ lún của cọc. Giằng sẽ phải làm việc hết sức nặng nề khi độ chênh lún giữa hai đài lân cận là lớn. Khi đài bị xoay, độ lún của các cọc không giống nhau. Để xét đến độ lún của từng cọc có thể căn cứ vào biểu đồ quan hệ giữa lực nén và



độ lún nhận được do nén thử tải tĩnh các cọc. Để đơn giản, có thể coi quan hệ đó là tuyến tính.

Giằng ở nút khe lún thường có tiết diện lớn hơn tiết diện của giằng ở những khu vực khác. Khi đài chỉ có một hoặc hai cọc, phải bố trí giằng để chịu lực ngang bất thường có thể xuất hiện theo các phương. 5.5.5. Kiểm tra độ bền của cọc khi vận chuyển, cẩu lắp và treo lên giá búa

Khi vận chuyển cọc từ bãi đúc cọc ra công trường và khi treo cọc từ đất lên giá búa thì cọc sẽ chịu lực theo các sơ đồ sau: a- Sơ đồ khi vận chuyển cọc (hình vẽ)

Để đảm bảo bảo điều kiện chịu lực tốt nhất khi vận chuyển thì vị trí móc cần bố trí sao cho trị số momen dương lớn nhất bằng trị số momen âm lớn nhất. Từ điều kiện này ta xác định được đoạn:

0,207.a L= (L- chiều dài cọc);

Trị số momen 20,043. .aM q L= với q là tải trọng phân bố đều do trong lượng bản thân cọc. b- Sơ đồ khi treo lên giá búa (hình vẽ)

Khi cọc có chiều dài >8m cần bố trí thêm móc cẩu thứ 3 để khi thi công treo cọc lên giá búa. Cũng từ điều kiện cân bằng mo men tính được khoảng cách b:

0,294.b L= (L- chiều dài cọc);

Trị số momen tương ứng 20,086. .bM q L=

Hình 3.32: Sơ đồ tính và biểu đồ nội lực khi cẩu cọc và vận chuyển



Hình 3.33: Sơ đồ tính và biểu đồ nội lực khi treo cọc lên giá búa

* Lưu ý: Vì khi vận chuyển và cẩu cọc, cọc chịu tải trọng động nên khi tính momen cần nhân với hệ số ượt tải (n=1,5).

- Từ momen tính toán để kiểm tra lượng cốt thép trong cọc có đảm bảo khả năng chịu lực khi thi công hay không.

- Cường độ của cốt thép móc cẩu cũng được kiểm tra khi thi công.

§6. Tính toán móng cọc đài cao

6.1. Đặc điểm và phạm vi sử dụng Móng cọc đài cao thường được dùng trong các công trình cầu (móng mố trụ cầu)

hoặc bến cảng, cầu tàu, cầu cảng, ... Khác với móng cọc đài thấp khi chịu tác dụng của tải trọng ngang và momen thì

xem như tải trọng ngang hoàn toàn do đất từ đáy đài trở lên tiếp nhận. Với móng cọc đài cao, khi chịu tải tác dụng của tải trọng ngang và momen thì các tải trọng này sẽ phân phối lên các cọc và các cọc sẽ tiếp thu các lực này. Biến dạng đàn hồi của cọc do tải trọng và nền đất xung quanh cọc gây ra, vì vậy việc xác định nội lực trong mỗi cọc trở nên phức tạp hơn nhiều so với tính toán cọc trong móng cọc đài thấp. Quan hệ giữa cọc và đất hết sức phức tạp - chưa được nghiên cứu triệt để.

Móng cọc đài cao theo quan điểm tĩnh học có thể coi như một khung không gian gồm các cọc đứng và xiên ngàm đàn hồi vào đất và với đài cọc (đài cứng hoặc mềm). Khung thanh ngang (đài cọc) cứng dùng để tính toán mố trụ cầu vì đài có độ cứng rất lớn,



khung thanh ngang mềm dùng để tính toán móng cọc công trình bến cảng (móng cọc đài cao, đài mềm).

Để tăng cường độ cứng cho móng cọc đài cao ta có thể bố trí cọc xiên với độ xiên 1:7 ÷1:10

Trong phần này chỉ trình bày tính toán móng cọc theo phương pháp gần đúng, khi tính toán có thể phân móng thành các khung phẳng ngang và khung phẳng dọc để tính toán.

Đối với móng cọc đài cao, nội dung thiết kế cũng tương tự móng cọc đài thấp - Chọn cọc, số lượng cọc, kích thước đài cọc; - Tính toán kiểm tra (số lượng cọc, sức chịu tải); - Kiểm tra móng cọc theo trạng thái giới hạn I và II.

6.2. Các giả thiết cơ bản 1. Cọc được ngàm cứng trong đài và ngàm trượt trong đất với chiều dài cọc là LM.

Khi tính toán với lực dọc trục xem cọc như thanh chịu nén có chiều dài LN. 2. Đài cọc được xem là tuyệt đối cứng 3. Tiết diện cọc là đối xứng với trục bất kỳ đi qua trọng tâm tiết diện cọc 4. Mặt phẳng tiết diện cọc vẫn phẳng sau khi uốn 5. Cọc lên kết ngàm đàn hồi với đất, ngàm đàn hồi này đặc trưng bằng các chuyển

vị đơn vị của cọc tại vị trí ngàm (mặt đất).

6.3. Phương pháp tính và sơ đồ tính - Mục đích của việc tính toán là xác định các lực tác dụng lên đỉnh mỗi cọc, bao

gồm lực dọc trục P, lực ngang H và mo men M. Để xác định các thành phần nội lực này ta dùng phương pháp chuyển vị trong cơ học kết cấu.

Việc tính toán nội lực trong móng cọc đài cao theo phương pháp chuyển vị chia làm 2 phương pháp, phương pháp tính chính xác và phương pháp tính gần đúng. Việc tính toán đơn giản hơn nhưng vẫn đảm bảo kết quả sai số bé.

Theo phương pháp gần đúng, liên kết của từng cọc đơn được mô tả như sau: + Khi chỉ tính với lực dọc trục P thì xem cọc như một thanh chịu nén có chiều dài

NL tính từ đáy đài đến độ sâu tương ứng nào đó, NL được gọi là chiều dài chịu nén tính toán của cọc.

+ Khi tính toán lực ngang H và mo men M thì xem cọc có liên kết trượt tại vị trí nào đó nằm sâu trong đất, cách đáy đài một khoảng ML gọi là chiều dài chịu uống tính toán của cọc.

Như vậy sơ đồ tính của móng cọc đài cao được mô tả như hình vẽ 3.34. Do giả thiết đài cọc là tuyệt đối cứng nên khi giải theo phương pháp chuyển vị ta

có các ẩn số là các thành phần chuyển vị của đài cọc theo các bậc tự do tương ứng: V -



chuyển vị đứng của đài cọc; U - chuyển vị ngang của đài cọc; W - chuyển vị xoay của đài cọc

Sơ đồ liên kết giả định giữa cọc và đất Sơ đồ tính móng cọc đài cao

Hình 3.33: Sơ đồ liên kết cọc nền và sơ đồ tính móng cọc đài cao Từ sơ đồ tính ta có thể lập hệ cơ bản như

hình 3.34, khi đó hệ phương trình chính tắc được viết như sau:

00

0

vv vu vw

uv uu uw

wv wu ww

r .V r .U r .W Pr .V r .U r W Hr .V r .U r .W M

+ + − = + + − = + + − =

trong đó: ikr là phản lực đơn vị tại liên kết i do chuyển vị đơn vị tại liên kết k gây ra.

U,V,W - Chuyển vị ngang, chuyển vị đứng và góc xoay của đài tuyệt đối cứng;

N - Tổng tại trọng tác dụng tại đáy đài (tải trọng thẳng đứng);

H- Tổng tải trọng ngang tác dụng; M- Tổng mo men tác dụng; Trong trường hợp cọc phân bố đối xứng,

hệ phương trình chính tắc có dạng: Hình 3.34: Sơ đồ hệ cơ bản và

chuyển vị của móng khi chịu tải



00

0

vv

uu uw

wu ww

r .V Pr .U r W Hr .U r .W M

− = + − = + − =

Để giải hệ phương trình chính tắc, cần tìm các trị số phản lực đơn vị ikr , việc tính toán các trị số này sẽ được trình bày ở mục trình tự tính toán.

6.4. Trình tự tính toán 6.4.1. Xác định chiều dài tính toán của cọc

a) Chiều dài chịu nén tính toán

Chiều dài chịu nén tính toán NL của cọc phụ thuộc vào trị số tải trọng dọc trục và tính chất của đất nền. Trị số NL xác định chính xác theo công thức sau:

. .N

c

S E FLP

=

trong đó: S- Chuyển vị thẳng đứng của đỉnh cọc; E- Mô đun đàn hồi của vật liệu làm cọc; F- Diện tích tiết diện cọc; cP - Tải trọng tác dụng lên cọc.

Chuyển vị thẳng đứng của đỉnh cọc S gồm: 1 2 3S S S S= + +

Với:

1S - Biến dạng tuyệt đối của đoạn cọc nằm trên mặt đất, xác định theo công thức:

1 0. .cS L P E F= ; 0L là chiều dài đoạn cọc từ đáy đài đến mặt đất.

2S - Biến dạng tuyệt đối của đoạn cọc nằm trong đất, xác định theo công thức:

( )2

0

1.

h

c zS P T dzE F

= −∫

zT - Lực ma sát xung quanh thân cọc, phân bố theo quy luật nào đó theo chiều sâu;

h – chiều dài đoạn cọc nằm trong đất;

3S - Độ lún của đất từ mũi cọc trở xuống, gồm hai thành phần một phần do lực ma sát của đất quanh thân cọc gây ra và một phần do phản lực của đất ở mũi cọc gây ra.

Việc xác định quy luật phân bố lực ma sát xung quanh thân cọc theo chiều sâu phức tạp nên việc xác định 2S , 3S khó khăn. Do vậy ta xác định trị số NL gần đúng như sau:

- Đối với cọc chống: NL lấy bằng chiều dài cọc từ đáy đài đến mũi cọc.

- Đối với cọc ma sát: 0 E.F.F

Nh d

KL L hC F

= + với FK là hệ số kinh nghiệm kể đến

ảnh hưởng của kích thước tiết diện mũi cọc, thường lấy 5FK d= ; hC là hệ số nền của đất tại mũi cọc; dF là diện tích tiết diện mũi cọc; EF là độ cứng chống nén của cọc;



Ngoài ra cũng có thể tính 0N eL L L= + với eL xác định như khi tính sức chịu tải của cọc theo vật liệu. b) Chiều dài chịu uốn tính toán

Chiều dài chịu uốn tính toán ML của cọc phụ thuộc vào tải trọng tác dụng lên cọc và tính chất của đất nền. Với cùng một loại đất và kích thước, độ cứng của cọc như nhau, trường hợp có trị số tải trọng lớn tác dụng thì phải ứng với trị số ML lớn hơn và ngược lại. Khi đó cùng trị số tải trọng, kích thước và độ cứng, nếu trường hợp nền đất yếu hơn thì trị số ML sẽ lớn hơn so với nền đất tốt.

Hiện nay chưa có công thức chính xác nào để xác định chiều dài chịu uốn ML của cọc. Ta xác định theo công thức gần đúng sau:

- Khi 2. .h dη≤ : 0 2. . 0,5.ML L d hη= + −

- Khi 2. .h dη> : 0 .ML L dη= +

trong đó: h - Chiều sâu cọc cắm vào đất; η - Hệ số kinh nghiệm, lấy η = 5÷ 7 với đất tốt và η = 10÷ 15 với đất yếu; d - Đường kính hay cạnh cọc.

6.4.2. Tính toán các phản lực đơn vị và giải hệ phương trình chính tắc

a. Nội lực do chuyển vị đỉnh cọc gây ra tại đỉnh cọc

- Do chuyển vị dọc trục ∆N: . NN

EFNL

= ∆

- Do chuyển vị ngang ∆Q: 26 .T D Q

M

EJM ML

= − = ∆ ; 312 .T D Q

M

EJQ QL

= + = ∆

- Do chuyển vị xoay ∆M:

2

4 2. ; .

6 .

T M D MM M

T D MM

EJ EJM ML L

EJQ QL

= − ∆ = ∆

= = − ∆

trong đó:

∆N, ∆Q, ∆M: Chuyển vị dọc trục, chuyển vị ngang và chuyển vị xoay của tiết diện đỉnh cọc đang xét

N, MT, MD, QT, QD: lực dọc trục, mô men tại đỉnh cọc, mũi cọc và lực cắt tại đỉnh cọc và mũi cọc đang xét

EJ, EF là độ cứng chịu uốn và chịu nén của tiết diện cọc; LN, LM là chiều dài chịu nén và chịu uốn của cọc



b. Quan hệ giữa chuyển vị đỉnh cọc và chuyển vị đài cọc

Hình 3.35: Quan hệ giữa chuyển vị đài cọc và chuyển vị đỉnh cọc a) Chuyển vị đứng của đài; b) Chuyển vị ngang của đài; c) Chuyển vị xoay của đài Gọi nα là góc nghiêng của trục cọc theo phương thẳng đứng

Từ sơ đồ hình học, liên hệ giữa chuyển vị của cọc và chuyển vị của đài được viết như sau:

- Chuyển vị dọc trục của đỉnh cọc thứ n: .cos .sin . .cosn n n n nN V U x Wα α α∆ = + +

- Chuyển vị ngang tại đỉnh cọc thứ n: .sin .cos . .sinn n n n nQ V U x Wα α α∆ = − + −

- Chuyển vị xoay tại đỉnh cọc thứ n: nM W∆ =

c. Xác định phản lực đơn vị trong liên kết phụ

(Bỏ qua số hạng vô cùng bé)

2

1

cosn

nvv n

Nni

Fr EL

α

=

= ⋅∑

2 2

1 1

sin 12 cosn n

n nuu n n

Nn Nni i

F Jr E EL L

α α

= =

= ⋅ + ⋅∑ ∑

2 2

1 1

.cos 4n n

n nww n n

Nn Nni i

F Jr E x EL L

α

= =

= ⋅ +∑ ∑



1

sin .cosn

nuv vu n n

Nni

Fr r EL

α α

=

= = ⋅∑

2

1

.cosn

nvw wv n n

Nni

Fr r E xL

α

=

= = ⋅∑

21 1

.sin .cos 6n n

n nuw wu n n n

Nn Mni i

F Jr r E x EL L

α α

= =

= = ⋅ −∑ ∑

trong đó:

Fn: là diện tích tiết diện cọc thứ n E: Mô đun đàn hồi của vật liệu cọc Thay các giá trị rik vào hệ phương trình chính tắc và giải ra tìm được giá trị

chuyển vị của đài: - Chuyển vị đứng: vvV P r=

- Chuyển vị ngang: 2. .

.ww uw

ww uu uw

r q rU Hr r r

−=

−

- Chuyển vị xoay: 2.W= ..uu uw

uu ww uw

q r r Hr r r

−−

trong đó: q – Tay đòn lực ngang q M H= với M, H - Momen và lực ngang tác dụng lên một hàng cọc. d. Tính nội lực trong cọc theo chuyển vị của đài cọc

( ). . cos .sinnn n n n

Nn

E FN v x W nL

α α= + +

( )3 212 6.cos . sin .n n

T n Dn n n nMn Mn

EJ EJQ Q U v x W WL L

α α= = − + −

( )26 4.cos . sin .n n

T n n n nMn Mn

EJ EJM U v x W WL L

α α= − + −

( )26 2.cos . sin .n n

Dn n n nMn Mn

EJ EJM U V x W WL L

α α= − − + +

e. Kiểm tra kết quả tính toán



1 1

1 1

1 1 1

cos sin 0

sin cos 0

. .cos . .sin 0

n n

i i Ti i

i in n

i i Ti i

i in n n

i i i Ti i i Ti

i i i

N Q P

N Q H

N x Q x M M

δ δ

α α

α α

= =

= =

= = =

− − =

− − = − − − =

∑ ∑

∑ ∑

∑ ∑ ∑

* Trường hợp móng cọc đài cao đối xứng và móng cọc đài cao chỉ có cọc thẳng đứng ( iα = 0) nên cos 1iα = và sin 0iα = , thay vào các công thức trên ta sẽ có biểu thức đơn giản hơn trong trính toán. (Sinh viên tự triển khai)

§7. Tính toán cọc chịu tác dụng đồng thời của lực thẳng đứng, mô

men và lực ngang

7.1. Phương pháp giải tích Phương pháp giải tích thường áp dụng khi tính cọc chịu nén uốn và có xét đến

phản lực ngang của nền đất tác dụng lên cọc trong quá trình chịu lực. Có nhiều cách xét phản lực nền tác dụng lên cọc và về cơ bản là xét bài toán tương tác cọc-nền sử dụng các mô hình tính tương tác khác nhau; Tuy nhiên hiện nay thường sử dụng phương pháp mô hình nền do ưu điểm là đơn giản và vẫn cho kết quả phù hợp với điều kiện thực tiễn.

Giả thiết: coi đất xung quanh cọc là môi trường biến dạng tuyến tính được đặc trưng bởi hệ số nền Cz tăng theo chiều sâu. Trị số của Cz xác định theo kết quả thí nghiệm hoặc tính theo công thức:

Cz = K . z

trong đó :

K - hệ số tỷ lệ tra bảng (5 - 14) thuộc loại đất xung quanh cọc z - độ sâu của tiết diện cọc trong đất Khi tính toán, người ta dùng độ sâu tính đổi của tiết diện cọc trong đất z và độ sâu

hạ cọc tính đổi

.bz zα= ; .bα=

trong đó :

- là khoảng cách từ mặt đất tới mũi cọc với móng cọc đài cao hoặc từ đáy đài đến mũi cọc với móng cọc đài thấp.



bα - hệ số biến dạng của cọc: 5..

cb

b

K bE J

α =

J - mô men quán tính của tiết diện cọc Eb : mô đun đàn hồi ban đầu của vật liệu cọc bc : bề rộng quy ước của cọc được lấy như sau + Cọc ống, cọc trụ, cọc nhồi 0,8d m≥ thì bc = d + 1m

+ Với các cọc khác bc = 1,5d + 0,5m d - Đường kính cọc tròn hoặc cạnh cọc vuông hay chữ nhật vuông góc với mặt

phẳng tác dụng của lực. Dưới tác dụng đồng thời của lực dọc, lực ngang và mô men thì cọc ống và cọc

nhồi được tính toán theo biến dạng, theo ổn định của đất xung quanh cọc và kiểm tra tiết diện cọc

a - chuyển vị của cọc khi chịu tác dụng đồng thời của lực đứng, lực ngang và mô men.

b - Chuyển vị của cọc do lực ngang đơn vị gây ra c - Chuyển vị của cọc do mô men đơn vị gây ra Bài toán giải theo phương pháp lực, nhằm kiểm tra điều kiện

,n gh ghS θ θ∆ < ≤

trong đó :

,n θ∆ - lần lượt là chuyển vị ngang và góc xoay của cọc xác định theo tính toán.

,gh ghS θ - là chuyển vị ngang và góc xoay giới hạn được quy định theo nhiệm vụ

thiết kế.

Kết quả:

3 20 0

0 0 0. ..

3 . 2 .nb b

H MyE J E J

ϕ∆ = + + +

20 0

0. .

2 . .b b

H ME J E J

θ ϕ= + +

Chuyển vị ngang và góc xoay được coi là dương nếu lực ngang hướng sang bên phải và mô men quay theo chiều kim đồng hồ

trong đó : 0 - chiều dài đoạn cọc tính từ đáy đài đến mặt đất (móng cọc đài cao)

0 0,y ϕ - chuyển vị và góc xoay của tiết diện ngang cọc tại mặt đất (trường hợp móng cọc đài cao) hoặc tại đáy đài (móng cọc đài thấp).



0 0 0. HH HMy H Mδ δ= +

0 0 0. MH MMH Mϕ δ δ= +

với H0 = H; 0 0.M M H= +

,HH HMδ δ - chuyển vị ngang và xoay do lực đơn vị gây ra

MMMH δδ , - chuyển vị ngang và xoay do mô men đơn vị gây ra

031

.HHb b

AE J

δα

= ⋅

021

.MH HMb b

BE J

δ δα

= = ⋅

01

.MMb b

CE J

δα

= ⋅

A0, B0, C0 : là hệ số không thứ nguyên tra bảng (5 - 15) phụ thuộc

Hình 3.36: Sơ đồ để xác định HHδ

Để đảm bảo nền đất xung quanh cọc ổn định (áp lực tính toán tại độ sâu z)

( )1 24.

cosz I I III

z tg Cγσ η η ϕ ζϕ

≤ +

Iγ : Trọng lượng riêng của đất ở trạng thái nguyên thô

,I ICϕ : góc nội ma sát và lực đính tính toán thứ nhất của đất

ζ : hệ số được lấy như sau

+ Cọc đóng 60,=ζ

+ Các trường hợp khác 30,=ζ



1η : hệ số lấy bằng 1, riêng các công trình cống 70,=η

2η : hệ số

2tx tt

tx tt

M Mn M M

η+

=+

Mtx, Mtt : là mô men tại mũi cọc do lực thường xuyên và lực tạm thưòi gây ra tại mũi cọc.

n : hệ số, lấy 52n ,= trừ các trường hợp

4n52 =→≤ ,

5n5 =→>

- Đối với móng 1 hàng cọc chịu tải lệch tâm lấy 4n =

- Khi 52,≤ tại zz

= và 52,> tại

b

850z

α,

=

0 0 00 1 1 1 12 2.

. .zb b b b b b

M HK z y A B C DE J E J

ϕδα α α α

= ⋅ − + +

Mô men và lực cắt

2 00 3 0 3 0 3 3. . . . . .z b b b b

b

HM E J y A E J B M C Dα α ϕα

= − + +

3 20 4 0 4 0 4 0 4. . . . . . . .z b b b b bQ E J y A E J B M C H Dα α ϕ α= − + +

Ai, Bi, Ci, Di với i ÷ 4 tra bảng 5 - 16

Lực dọc N = N

* Khi cọc được ngàm vào đài, trị số mô men ngàm xác định theo công thức:

20

0

0

2 . .

.

HH MMb

n

MMb

E J HM

E J

δ δ

δ

+ += −

+

Dấu (-) thể hiện mô men có hướng ngược chiều kim đồng hồ khi lực xô ngang tác động từ trái qua phải.



7.2. Phương pháp số (PTHH)

Khi áp dụng phương pháp số (PTHH) việc tính toán móng cọc đã tiệm cận gần đến thực tế làm việc của hệ móng cọc do không phải đưa vào quá nhiều giả thiết để đơn giản hóa bài toán. Kết cấu móng cọc được tính toán có xét đến tương quan độ cứng của cả kết cấu đài cọc, kết cấu cọc và tác dụng tương hỗ của đất xung quanh cọc. Theo quan điểm tương tác có thể xét bài toán phân tích kết cấu móng cọc theo các mô hình tính sau:

- Xét kết cấu móng cọc tách rời khỏi nền, tương tác của kết cấu móng cọc với nền đất được xét theo mô hình nền tuyến tính hoặc phi tuyến;

- Xét kết cấu móng cọc làm việc đồng thời với nền đất, đất nền được mô hình hóa theo môi trường liên tục có ứng xử tuyến tính hoặc phi tuyến.

Như đã nêu trong mục 7.1 việc tính toán theo mô hình móng cọc tách rời khỏi nền có sử dụng mô hình nền cho kết quả với độ chính xác vừa đủ mà khối lượng tính toán không tăng quá nhiều nên mô hình đầu thường được sử dụng nhiều trong tính toán kỹ thuật. Theo phương pháp này, ta sẽ tách kết cấu hệ móng cọc ra khỏi nền đất xung quanh và thay ảnh hưởng của nền đất bằng các liên kết biến dạng theo phương đứng và phương ngang ; các liên kết này có thể có ứng xử đàn hồi hay phi đàn hồi, tuyến tính hay phi tuyến. 7.2.1. Xây dựng sơ đồ tính

Kết cấu bệ (đài) cọc và cọc được rời rạc hóa thành các phần tử hữu hạn nối với nhau bởi các nút, tại mỗi nút dưới mặt đất sẽ đặt các liên kết biến dạng thay cho ảnh hưởng của nền đất với cọc. Độ cứng của các liên kết biến dạng này sẽ được xác định bằng lý thuyết hay thực nghiệm để mô tả sát thực nhất ảnh hưởng tương hỗ giữa cọc và nền đất. Để đơn giản trong trình bày, dưới đây sẽ xem các liên kết biến dạng như các gối đàn hồi có độ cứng k.

Kết cấu bệ cọc, tùy theo cấu tạo và đặc điểm làm việc, có thể được mô hình hóa bằng các loại PTHH khác nhau như phần tử thanh, phần tử tấm dày hay phần tử khối. Kết cấu cọc thường được mô hình hóa bằng các phần tử thanh chịu lực phức tạp (tức là thanh chịu tác dụng đồng thời của lực dọc, lực cắt và mô men). 7.2.2. Xác định các thông số tính toán của cọc. a) Hệ số nền k và hệ số tỷ lệ của nền m:

Hệ số nền ( )k z thay đổi tuyến tính theo chiều sâu đóng cọc với giả thiết nền biến dạng đàn hồi cục bộ được xác định theo công thức:

( ) . .pk z m b z=

trong đó: pb - Chiều rộng tính toán của cọc; m - Hệ số tỷ lệ của nền phụ thuộc vào loại đất và trạng thái của đất, được tra theo bảng.



Dưới tải trọng thẳng đứng (kéo hoặc nén), nền đất sẽ tương tác với cọc qua những gối đàn hồi theo phương đứng. Quan hệ giữa phản lực và chuyển vị đứng của các gối đàn hồi là:

.zt k z=

trong đó: t - phản lực của các gối đàn hồi theo phương đứng z - chuyển vị của các gối đàn hồi theo phương đứng.

zk - độ cứng của gối đàn hồi theo phương đứng.

Quan hệ giữa t và z gọi là "đường cong t - z". Dưới tải trọng ngang (theo cả phương dọc và ngang cầu), nền đất sẽ tương tác với

cọc qua những gối đàn hồi theo phương ngang. Quan hệ giữa phản lực và chuyển vị ngang của các gối đàn hồi là:

.yp k y=

trong đó: p - phản lực của các gối đàn hồi theo phương ngang.

y - chuyển vị của các gối đàn hồi theo phương ngang.

yk - độ cứng của gối đàn hồi theo phương ngang.

Quan hệ giữa p và y gọi là "đường cong p - y". Sau đây chỉ xét đường cong p y− và t z− cho cọc đơn, trường hợp nền đất đồng

nhất và nằm ngang. b) Chiều rộng tính toán của cọc:

Chiều rộng tính toán của cọc pb được xác định theo công thức: 0. . .p th db k k k d=

trong đó:

thk - Hệ số kể đến ảnh hưởng tương hỗ của các cọc trong trường hợp chiều sâu đóng cọc h > 3(d+1).

( )( )

11

12 1th

k Lk k

d−

= ++

khi thk > 1 lấy thk = 1.

đối với cọc đóng thk = 1.

Ký hiệu n là số cọc đóng trong một hàng, giá trị 1k lấy theo n cho trong bảng:

n 1 2 3 ≥ 4

1k 1 0,6 0,5 0,45



L - Khoảng cách giữa các cọc trong hàng. d - Đường kính cọc.

dk - Hệ số kể đến sự tiếp xúc mặt bên của cọc với đất nền.

+ Với cọc chữ nhật dk = 1

+ Với cọc tròn, đa giác dk = 0,9

0k - Hệ số hình dạng:

+ Với d < 1m thì: 0k = 1,5 + 0,5/d

+ Với d > 1m thì: 0k = 1+1/d

Trường hợp d < 1m đối với các cọc đóng thì: ( )1,5 0,5p db k d= +

Trường hợp d >1m đối với cọc ống và cọc nhồi thì: ( ). . 1p th db k k d= +

7.2.3. Đường cong p - y Ta biết rằng, đất không phải là vật liệu đàn hồi tuyến tính vì vậy độ cứng của gối

đàn hồi ngang ( yk ) không phải là hằng số như quan hệ tuyến tính mà giảm dần như trong quan hệ phi tuyến trên hình 3.37 (y càng lớn, gối đàn hồi càng mềm). Trong hình 3.37, đường cong A là dạng ứng xử hay gặp nhất đối với nhiều loại đất, đường cong thường gặp với đất giòn (ứng xử dạng này chỉ gặp với một số ít đất sét cứng dưới tác dụng của tải trọng động). Hình dạng và độ dốc của đường cong không những phụ thuộc vào tính chất của đất mà còn phụ thuộc vào độ sâu đoạn cọc đang xét, kích thước cọc, mực nước ngầm và dạng tải trọng (tĩnh hay động).

Hình 3.37: Quan hệ giữa tải trọng ngang và chuyển vị ngang (p - y) c) Đường cong p - y của đất sét yếu đến dẻo, dưới mực nước ngầm, chịu tải trọng tĩnh

Matlock (1970) đã tiến hành thí nghiệm nén tĩnh ngang đối với các cọc trong vùng đất sét yếu đến dẻo có sức kháng cắt không thoát nước uS từ 15kPa đến 40kPa và rút ra quan hệ:



0,33

uc

yp 0,5py

=

Hình 3.38: Đường cong p - y của đất sét yếu chịu tải tĩnh

trong đó: p - Phản lực của đất lên một đơn vị chiều dài (đoạn) cọc; N/cm hay T/m. p đạt

giá trị cực hạn up khi chuyển vị 8 cy y= . Khi 8 cy y> thì lấy up p= .

y - chuyển vị ngang của (đoạn) cọc; cm.

up - phản lực cực hạn của đất lên (đoạn) cọc ở độ sâu đang xét.

. .u p up N S B=

uS - sức kháng cắt không thoát nước của đất ở lân cận đoạn cọc đang xét.

B - đường kính hay cạnh của cọc.

pN - hệ số 'v0

pu

HN min 3 J ; 9S B

σ= + +

J - hệ số phụ thuộc loại đất sét; J = 0,5 với sét yếu và J = 0,25 với sét trung bình (dẻo).

H - độ sâu tại phân đoạn cọc đang xét. 'v0σ - ứng suất thẳng đứng hữu hiệu tại độ sâu H.

cy - chuyển vị ngang của cọc khi 0,5. up p= ; cy còn gọi là 50y .

Theo Matlock (1970): 502,5. .cy Bε=

Theo Stevens và Audibert (1979), đơn vị của yc và B phải là cm và 0,55014,2. .cy Bε=

50ε − biến dạng của đất trong thí nghiệm nén ba trục khi ứng suất bằng 50% ứng suất phá hoại.

Theo Matlock (1970), nếu không tiến hành thí nghiệm nén ba trục thì có thể lấy ε50 như trong Bảng 2.2.



Bảng 2.2. Giá trị 50ε cho đất sét (theo Matlock)

Trạng thái

Nhão Dẻo mềm ÷ dẻo Dẻo cứng Cứng ÷ Rất cứng Rất rắn

Su (kPa) 12 ÷ 24 24 ÷ 48 48 ÷ 95 95 ÷ 190 > 190

ε50 0,02 0,01 0,007 0,005 0,004

Theo Robertson và cộng sự: u50

D

S0,167E

ε =

DE - môđun DMT xác định từ thí nghiệm nén ngang DMT ( DE chưa phải là môđun biến dạng). d) Đường cong p – y của đất sét cứng dưới mực nước ngầm chịu tải tĩnh

Reese, Cox và Koop (1975) tiến hành thí nghiệm nén tĩnh ngang đối với các cọc trong vùng đất sét cứng có Su = 100kPa ÷ 290kPa. Các tác giả này cho rằng đường cong p - y của loại đất này gồm 5 đoạn như trên hình 3.39. Cách xây dựng đường cong như sau:

Hình 3.39: Đường cong p - y của đất sét cứng dưới mực nước ngầm chịu tải tĩnh

• Đoạn 1: đoạn này có quan hệ tuyến tính thể hiện qua công thức: . .sp k H y=

trong đó:

sk - hệ số tra bảng 2.

Bảng 2. Giá trị sk của đất sét

Su (kPa) 12 ÷ 24 24 ÷ 48 48 ÷ 95 95 ÷ 190 > 190

sk (N/cm3) 8,14 27,15 136 271 543

H - độ sâu của đoạn cọc đang xét.



• Đoạn 2: đoạn này có dạng đường cong và kéo dài từ giao điểm của hai phương trình đến điểm có chuyển vị là .s cA y . Nếu 2 phương trình trên không giao nhau thì đường cong p – y được định nghĩa bởi Đoạn 2 đến Đoạn 5, trong đó Đoạn 2 kéo dài từ gốc tọa độ.

cu y

ypp 5,0=

trong đó:

50.cy Bε=

50ε được xác định giống như trường hợp đất sét yếu đến dẻo dưới mực nước ngầm chịu tải trọng tĩnh

cA - hệ số /0,22,0544 / 2,1948c

H BAH B

≈ ++

up - sức chịu tải cực hạn . .u p up N S B=

pN - hệ số '0min 2 2,83 ; 11v

pu

HNS B

σ = + +

(*)

• Đoạn 3: đoạn này cũng có dạng đường cong. Đoạn 3 kéo dài từ điểm có chuyển vị là .s cA y đến 6 .s cA y

25,1

055,05,0

−−=

cs

csu

cu yA

yAyp

yypp

• Đoạn 4: là đoạn thẳng theo. Đoạn 4 có độ dốc là

− u

c

py0625,0 và kéo dài từ điểm có

chuyển vị là 6 .s cA y đến 18 .s cA y

( )csuc

usu yAypy

pApp 60625,0411,065,0 −−−=

• Đoạn 5 : là đoạn thẳng nằm ngang kéo dài từ điểm có chuyển vị là 18 .s cA y ra ngoài, giá trị p là hằng số

( ) uss pAAp 411,075,0225,1 −−=

e) Đường cong p – y của đất sét cứng trên mực nước ngầm chịu tải trọng tĩnh

Reese, Welch (1975) tiến hành thí nghiệm nén tĩnh ngang đối với các cọc trong vùng đất sét cứng có Su = 100kPa ÷ 200kPa. Các tác giả này cho rằng đường cong p – y của loại đất này như sau:

25,0

5,0

=

cu y

ypp



Các tham số của phương trình trên được xác định giống như trường hợp đất sét yếu đến dẻo dưới mực nước ngầm chịu tải trọng tĩnh. f) Đường cong p – y của đất cát theo Reese

Reese, Cox và Grubbbs (1974) tiến hành thí nghiệm nén tĩnh ngang đối với các cọc trong vùng đất cát (cả trên và dưới mực nước ngầm, cả với tải tĩnh và tải lặp) với giả thiết hệ số áp lực ngang tĩnh là 0 0,4K = . Các tác giả cho rằng, đường cong p – y gồm 4 đoạn:

Hình 3.40: Đường cong p - y của đất cát

• Đoạn 1: đoạn này có quan hệ tuyến tính . .p k H y=

trong đó: k - hệ số tra bảng 2.

Bảng 2. Giá trị k (N/cm3) của đất cát

Cát rời Cát chặt vừa Cát chặt

Dưới mực nước ngầm 5,4 16,3 33,9

Trên mực nước ngầm 6,8 24,43 61

H: độ sâu của đoạn cọc đang xét.

• Đoạn 2: đoạn này có dạng đường cong. Giao điểm của Đoạn 1 và Đoạn 2 là tại

chuyển vị 1

1−

=

nn

k kHCy . Như vậy Đoạn 2 kéo dài từ điểm có chuyển vị yk đến ym.

1

1np C y=

trong đó:



m

m

myp

n = ; nmy

pmC 11 = ; mu

m

yypp

m−−

= max ; 60Bym = ;

803Byu = ; .m i sp B p=

sp - lấy nhỏ hơn trong 2 giá trị

( ) ( )' 0

s v0 0 aK Htg tg tgp B Htg tg K Htg tg sin K Btg

tg 2 2 2tg cos2

ϕ β β ϕ ϕ ϕ= σ + + β + β β − ϕ β − ϕ β − ϕ

( )' 8 4s v0 a 0p B K tg 1 K tg tg = σ β − + ϕ β

ϕ - góc ma sát trong của cát. 2

45 ϕβ += o

aK - hệ số áp lực đất chủ động 2 452

oaK tg φ = −

max .i sp A p=

,i iA B - các hệ số tra biểu đồ.

• Đoạn 3: đoạn này có quan hệ tuyến tính và độ dốc của đoạn này là m, đoạn này kéo dài từ điểm có chuyển vị ym đến điểm có chuyển vị yu.

• Đoạn 4: đoạn này có quan hệ tuyến tính và độ dốc của đoạn này là 0 (nằm ngang). g) Đường cong p – y của đất cát theo Robertson

Robertson và cộng sự (1989) dựa trên kết quả thí nghiệm nén ngang DMT và kiến nghị quan hệ p – y như sau:

0,33

uc

yp 0,5py

=

trong đó:

up - sức chịu tải cực hạn trên một đơn vị chiều dài cọc, lấy giá trị nhỏ hơn trong 2 giá trị

( )'u v0 p a pp B K K HK tg tg = σ − + ϕ β và ' 3 2

u v0 p 0 p ap B K 2K K tg tg K = σ + ϕ + ϕ −

0K - hệ số áp lực ngang tĩnh.

pK - hệ số áp lực ngang bị động; 2 opK tg 45

2ϕ = +

cy - chuyển vị ngang của cọc khi 0,5. up p=



( )'v0

cD

siny 2,085 BE 1 sin

σ ϕ=

− ϕ

DE - môđun DMT, xác định từ thí nghiệm nén ngang DMT.

h) Đường cong p – y của đất cát theo Gabr và Borden

Gabr và Borden (1988) cũng dựa trên kết quả của thí nghiệm nén ngang xuyên DMT, đồng thời sử dụng quan hệ của Murchison và O'neil (1984) đưa ra Đường cong p - y như sau:

0u

u

k Hp nAp tg ynAp

=

trong đó: n - hệ số tiết diện :

o n = 1,5 với cọc tiết diện đều o n = 1,0 với cọc nêm tròn

A - hệ số tải trọng : o Với tải trọng động thì A = 0,9

o Với tải trọng tĩnh thì HA min 0,9; 3 0,8D

= −

up - lấy như trong phương pháp của Robertson.

0k - hệ số nền ban đầu '

0 0 v00

p Kkh

− σ=

0p - áp lực đo được ban đầu (khi chưa có chuyển vị) của thí nghiệm DMT.

H - nửa bề dày mũi xuyên; h = 7 ÷ 7,5mm. i) Xác định hệ số nền theo Bowles

. ns s sk A B Z= +

trong đó: ,s sA B - hệ số;

Z - khoảng cách từ mặt đất đến nút đang xét n - số mũ, 0 < n < 1, thường lấy từ 0,4 đến 0,6 sao cho ks không tăng quá nhanh

theo chiều sâu. Tốt nhất nên lấy nhiều giá trị của n, từ đó vẽ đường cong quan hệ sk Z− để chọn được giá trị n phù hợp nhất.

Xác định hệ số ,s sA B :

( ). . 0,5. . .

. .s c p

s q

A C c N B N

B C Nγγ

γ

= +

=



trong đó:

C - hệ số ( 1m− ), 1C H= ∆

H∆ - chuyển vị ngang của cọc, H∆ ≤ 0,0254m , ,c qN N Nγ - hệ số lực dính, hệ số bề rộng, hệ số độ sâu (tra bảng, phụ thuộc vào

góc ma sát trong φ).

φ (o) Nγ Nq Nc φ (o) Nγ Nq Nc φ (o) Nγ Nq Nc

0 0,00 1,00 5,14 17 3,53 4,77 12,34 34 41,06 29,44 42,16

1 0,07 1,09 5,38 18 4,07 5,26 13,10 35 48,03 33,30 46,12

2 0,15 1,20 5,63 19 4,68 5,80 13,93 36 56,31 37,75 50,59

3 0,24 1,31 5,90 20 5,39 6,40 14,83 37 66,19 42,92 55,63

4 0,34 1,43 6,19 21 6,20 7,07 15,82 38 78,03 48,93 61,35

5 0,45 1,57 6,49 22 7,13 7,82 16,88 39 92,25 55,96 67,87

6 0,57 1,72 6,81 23 8,20 8,66 18,05 40 109,41 64,20 75,31

7 0,71 1,88 7,16 24 9,44 9,60 19,32 41 130,22 73,9 83,86

8 0,86 2,06 7,53 25 10,88 10,66 20,72 42 155,55 85,38 93,71

9 1,03 2,25 7,92 26 12,54 11,85 22,25 43 186,54 99,02 105,11

10 1,22 2,47 8,35 27 14,47 13,20 23,94 44 224,64 115,31 118,37

11 1,44 2,71 8,80 28 16,72 14,72 25,80 45 271,76 134,88 133,88

12 1,69 2,97 9,28 29 19,34 16,44 27,86 46 330,35 158,51 152,10

13 1,97 3,26 9,81 30 22,40 18,4 30,14 47 403,67 187,21 173,64

14 2,29 3,59 10,37 31 25,99 2063 32,67 48 496,01 222,31 199,26

15 2,65 3,94 10,96 32 30,22 2318 35,49 49 613,16 265,51 229,93

16 3,06 4,34 11,63 33 35,19 26,09 38,64 50 762,89 319,07 266,89

γ - trọng lượng thể tích của đất.

c - lực dính của đất.

pB - kích thước nhỏ hơn của mặt tiếp xúc giữa phân tố và đất xung quanh

Ngoài sức kháng của đất ở mặt sau cọc, còn phải kể đến sức kháng cắt cuả phần đất xung quanh (với mỗi mặt xung quanh được cộng thêm 0,5) khi tính sk . Với những



đoạn cọc có kích thước tiết diện (B) và chiều dài (D) nhỏ, sA và sB được nhân thêm hệ số hình dạng mC , tính như sau:

mC

1 mặt + 1 mặt bên 1 + 0,5

B = D ≤ 0,457m 1 + 2 x 0,5

B = D > 0,457m 0,75

4571 1,5D(mm)

+ ≥

D > 1,2m 1 + 0,25

Hình 3.41: Mô hình tính mC

Trong trường hợp đất rời, sA được nhân thêm với hệ số w1F và sB được nhân thêm với hệ số w2F :

w1F = w2F = 1 với cọc vuông

w1 1,3 1,7F = ÷ và w2 2,0 4,4F = ÷ với cọc tròn

7.2.4. Đường cong t - z Tương tự như đường cong p y− , độ cứng của gối đàn hồi đứng ( zk t z= ) không

phải là hàng số và quan hệ giữa t z− là phi tuyến và có thể gồm nhiều đoạn (hình 3.42). Trong đó: maxt - sức kháng cực hạn của đất. Nếu gối đàn hồi đang xét nằm trên thân cọc thì tmax là sức kháng bên còn nếu gối đàn hồi đó nằm ở mũi cọc thì tmax là sức kháng mũi ; esrt - sức kháng dư ; crz - chuyển vị đứng tương ứng với maxt ; esrz - chuyển vị đứng ở trạng thái biến dạng dẻo ; µ - tỷ số giữa esrz và crz



a) Đường cong t - z với sức kháng bên

Đường cong t z− của cọc chế sẵn trong đất dính gồm 3 đoạn được thể hiện như hình vẽ, trong đó đoạn cong đầu tiên được xây dựng qua những điểm thể hiện trong Bảng 2.. Còn giá trị esr maxt tξ = thì biến thiên trong khoảng 0,7 0,9÷ tương ứng với sét mềm ÷ sét cứng. Đối với cọc nhồi thì đường cong t z− cũng tương tự như với cọc chế sẵn.

Đường cong t z− của cọc chế sẵn trong đất rời gồm 2 đoạn rất đơn giản như trên Hình 3.42, trong đó crz thường không phụ thuộc vào đường kính cọc mà có giá trị khoảng 2,5mm.

Hình 3.42: Đường cong t z− cho ma sát bên của cọc chế sẵn

Bảng 2. Đường cong t z− cho ma sát bên của cọc chế sẵn

z 0 0,0016B 0,0031B 0,0057B 0,008B 0,01B

t 0 0,3 maxt 0,5 maxt 0,75 maxt 0,9 maxt 0,9 maxt

b) Đường cong t - z với sức kháng mũi

Đối với cọc chế sẵn, đường cong t z− được thể hiện như Hình 3.43. Đoạn cong đầu tiên có phương trình:

1/3

maxcr

zt tz

=

Hình 3.43: Đường cong t z− cho sức kháng mũi của cọc chế sẵn



7.2.5. Hệ phương trình cơ bản và phương pháp giải a) Hệ móng cọc chịu tải trọng tĩnh

Khi hệ kết cấu – nền chỉ chịu tải trọng tĩnh, phương trình cân bằng tĩnh của hệ kết cấu – nền trong bài toán đặt ra với các giả thiết nêu trên có thể được thiết lập theo phương pháp PTHH bằng cách áp dụng nguyên lý chuyển vị khả dĩ và có dạng []:

[ ] K U R= (0.7)

trong đó:

[ ]K - ma trận độ cứng của hệ,

R - véc tơ tải trọng quy nút của hệ,

U - véc tơ chuyển vị của các nút.

Các véc tơ và ma trận hệ thống được lập từ các véc tơ và ma trận thành phần của các phần tử theo phương pháp độ cứng trực tiếp được sử dụng phổ biến trong phương pháp PTHH. b) Hệ móng cọc chịu tải trọng động

Khi hệ kết cấu – nền chịu tác dụng của tải trọng động, trong hệ sẽ xuất hiện thêm thành phần lực quán tính và lực cản nhớt. Áp dụng nguyên lý D’Alamber để bổ sung các lực động tác dụng lên hệ ta sẽ xây dựng được phương trình cân bằng động (còn gọi là phương trình vi phân dao động hay phương trình vi phân chuyển động) của hệ kết cấu – nền trong bài toán đặt ra với các giả thiết đã nêu có thể được viết ở dạng ma trận như sau []:

[ ] [ ] [ ] M U C U K U R+ + = (0.8)

trong đó: [ ]M - ma trận khối lượng của hệ,

[ ]C - ma trận cản nhớt của hệ,

[ ]K - ma trận độ cứng của hệ,

R - véc tơ tải trọng của hệ,

U - véc tơ gia tốc của các nút,

U - véc tơ vận tốc của các nút,

U - véc tơ chuyển vị của các nút.

Các ma trận và véc tơ trong phương trình chuyển động (0.8) được xác định bằng tổng các ma trận và véc tơ thành phần của các phần tử.

Ma trận khối lượng [ ]M của hệ được tính theo công thức:



[ ] [ ]mm

M M= ∑ (0.9)

Ma trận độ cứng tổng thể [ ]K của hệ xác định bằng biển thức:

[ ] [ ]mm

K K= ∑ (0.10)

Ma trận cản [ ]C được biểu diễn theo:

[ ] [ ] [ ] [ ]m

Tmmm m m

m m V

C C K N N dV= =∑ ∑ ∫ (0.11)

Trong thực tế rất khó (hầu như không thể) xác định được các tham số cản của kết cấu và nền, mặt khác các tham số cản lại phụ thuộc vào tần số dao động. Do đó trong thực tế tính toán động lực học của kết cấu thường giả thiết rằng ma trận cản [ ]C là tổ hợp tuyến tính của ma trận khối lượng [ ]M và ma trận độ cứng [ ]K của hệ:

[ ] [ ] [ ]C M Kα β= + (0.12)

trong đó: α và β là các hằng số và được gọi là các hệ số cản Rayleigh. Các hệ số này liên hệ với tỷ số cản η bằng phương trình:

2

2α βωη

ω+

= (0.13)

với ω là tần số dao động của hệ. Thông thường ảnh hưởng của các tần số cao đến giá trị của hệ số cản Rayleigh là

không đáng kể nên trong tính toán có thể tính các hệ số này dựa trên tỉ số cản là hằng số (η = const) và hai tần số dao động thấp nhất của hệ. Cách tính ma trận cản nhớt truyền thống như trong công thức (0.12) có thể dẫn tới sai số đáng kể trong bài toán tương tác động lực học của kết cấu với nền khi mà hệ khảo sát là tổ hợp của nhiều vùng với các đặc trưng cản nhớt khác nhau. Để xây dựng ma trận cản nhớt của hệ có xét đến các đặc trưng cản khác nhau của các vùng, A.K. Chopra [ ] đề nghị dùng các hệ số cản Rayleigh khác nhau cho từng vùng xác định theo các công thức (0.14) và (0.15):

[ ] [ ] [ ]n n n n

n

C M Kα β= +∑ (0.14)

2

2n n

nα β ωη

ω+

= (0.15)

trong đó ω là tần số dao động của hệ; ,n nη α và nβ tương ứng là tỷ số cản và các hệ số cản Rayleigh của vùng con thứ n trong hệ, [ ]nM và [ ]nK là ma trận khối lượng và ma trận độ cứng của vùng con thứ n.



Véc tơ tải trọng R được tính từ các loại tải trọng ngoài tác dụng lên hệ và nội lực ban đầu.

0b S cR R R R R= + + − (0.16)

trong đó:

bR là véc tơ lực khối (lực phân bố thể tích) quy nút:

b b mm

R R= ∑ (0.17)

SR là véc tơ lực phân bố bề mặt quy nút:

S s mm

R R= ∑ (0.18)

cR là véc tơ tải trọng tập trung quy nút.

Các thành phần lực trong các biểu thức (0.16) đến (0.18) có thể thay đổi theo thời gian: ( )R R t= .

0R là véc tơ nội lực ban đầu quy nút trong hệ và được tính bằng biểu thức:

0 0 0

m

mm m mm m V

R R B t dV= =∑ ∑ ∫ (0.19)

Trong các công thức từ (0.9) đến (0.19), dấu tổng thể hiện quá trình "lắp ráp" các ma trận phần tử thành ma trận tổng thể của toàn hệ, chỉ số m biểu diễn số hiệu của phần tử. Các ma trận xây dựng trong hệ toạ độ cục bộ phải được chuyển về hệ toạ độ chung trước khi thực hiện quá trình lắp ráp. Khi lập trình việc lắp ráp các ma trận phần tử vào ma trận tổng thể của hệ được thực hiện theo phương pháp cộng trực tiếp.

Các phương trình cơ bản nêu trên được xây dựng theo phương pháp chuyển vị của PTHH và bao gồm các nhóm phương trình sau:

- Nhóm các phương trình cân bằng - Nhóm các phương trình trạng thái - Nhóm các phương trình liên tục - Nhóm các phương trình điều kiện biên. Để giải được bài toán ta cần thêm nhóm các phương trình mô tả điều kiện ban đầu.

Sau khi tổ hợp nhóm các phương trình mô tả hệ kết cấu-nền ta sẽ được hệ phương trình đại số tuyến tính (hay phi tuyến) của phương pháp PTHH và có thể áp dụng các phương pháp giải như đã trình bày trong chuyên đề phương pháp số để giải.

Kết quả nhận được sẽ bao gồm các véc tơ chuyển vị nút, nội lực nút và phản lực liên kết tại các nút. Các kết quả này sẽ được sử dụng để tính toán và thiết kế kết cấu hệ móng cọc và nền theo các TTGH như đã nêu trong các phần trước.



§8. Thi công móng cọc

Thi công móng cọc đòi hỏi phải có thiết bị thi công, việc chọn đúng thiết bị thi công và tổ chức dây chuyền thi công hợp lý sẽ quyết định rất nhiều đến tiến độ thi công và giá thành của kết cấu móng.

8.1. Thi công móng cọc chế tạo sẵn Cọc chế tạo sẵn sau khi đưa đến công trường sẽ được hạ xuống đến độ sâu thiết kế

bằng các loại máy chuyên dụng. Các phương pháp hạ cọc vào đất bao gồm: - Phương pháp đóng: sử dụng các loại búa máy để hạ cọc. Tải trọng động gây ra

trong quá trình đóng cọc có thể ảnh hưởng đáng kể đến còn người và các vật thể kiến trúc ở gần.

- Phương pháp ép: sử dụng máy ép thủy lực kết hợp với cọc neo hoặc đối trọng để ép cọc vào đất bằng lực ép tĩnh.

- Ngoài ra nếu cần ép hay đóng cọc xuyên qua các lớp đất chặt, cứng thì có thể tiến hành khoan dẫn, khoan mồi hay dùng nước áp lực cao để xói trước rồi mới hạ cọc. Tuy nhiên cần chú ý rằng việc khoan dẫn, khoan mồi hay xói trước có thể làm giảm sức kháng ma sát của cọc với nền nên cần thận trọng khi quyết định dùng phương pháp này.

Khi thi công móng các công trình ở nơi có nước bằng cọc đúc sẵn thì người ta có thể đắp đường tạm phục vụ thi công nếu nước có độ sâu nhỏ, tốc độ dòng chảy không lớn (hình 3.37a); hoặc làm cầu dẫn tạm (hình 3.37b) hay sử dụng xà lan nổi được neo giữ chắc chắn (hình 3.37c) đối với trường hợp nước có độ sâu lớn và dòng chảy đủ mạnh.

C)A) B)

Hình 3.37: Các phương pháp đóng cọc dưới nước

Khi thi công cọc cho các công trình có tầng hầm, vị trí đài cọc thường ở khá sâu dưới cao độ mặt đất tự nhiên, để giảm giá thành thì có thể đào hố móng trước rối mới thi công cọc (hình 3.38a, c,d) hoặc thi cọc trước khi đào hố móng (hình 3.38b). Nếu độ sâu đầu cọc khá lớn so với cao độ đặt máy đóng/ép cọc thì người ta có thể dùng cọc dẫn để hạ cọc đến độ sâu thiết kế và giảm chi phí phá đầu cọc (hình 3.38b,c,d). Cọc dẫn thường là đoạn cọc chế bằng thép hình tổ hợp để có thể tái sử dụng lâu dài.



C?c d?n C?c d?n

A) B) C) D)

C?c d?n

Hình 3.38: Các phương pháp hạ cọc cho móng dưới tầng hầm

8.2. Thi công móng cọc khoan nhồi 8.2.1. Các công nghệ thi công cọc khoan nhồi

Trên thế giới có rất nhiều thiết bị và công nghệ thi công cọc khoan nhồi nhưng có 2 nguyên lý được sử dụng trong tất cả các phương pháp thi công là :

- Cọc khoan nhồi có sử dụng ống vách - Cọc khoan nhồi không dùng ống vách a) Cọc khoan nhồi có sử dụng ống vách: Loại này thường được sử dụng khi thi công những cọc nằm kề sát với công trình

có sẵn hoặc do những điều kiện địa chất đặc biệt. Cọc khoan nhồi có dùng ống vách thép rất thuận lợi cho thi công vì không phải lo việc sập thành hố khoan, công trình ít bị bẩn vì không phải sử dụng dung dịch Bentonite, chất lượng cọc rất cao.

Nhược điểm của phương pháp này là máy thi công lớn, cồng kềnh, khi máy làm việc thì gây rung và tiếng ồn lớn và rất khó thi công đối với những cọc có độ dài trên 30m.

b) Cọc khoan nhồi không dùng ống vách: Đây là công nghệ khoan rất phổ biến. Ưu điểm của phương pháp này là thi công

nhanh, đảm bảo vệ sinh môi trường và ít ảnh hưởng đến các công trình xung quanh. Phương pháp này thích hợp với loại đất sét mềm, nửa cứng nửa mềm, đất cát mịn,

cát thô hoặc có lẫn sỏi cỡ hạt từ 20÷100mm. Có 2 phương pháp dùng cọc khoan nhồi không sử dụng ống vách:

• Phương pháp khoan thổi rửa (phản tuần hoàn): Máy đào sử dụng guồng xoắn để phá đất, dung dịch Bentonite được bơm xuống hố để giữ vách hố đào. Mùn khoan và dung dịch được máy bơm và máy nén khí đẩy từ đáy hố khoan lên đưa vào bể lắng để lọc tách dung dịch Bentonite tái sử dụng. Công việc đặt cốt thép và đổ bê tông tiến hành bình thường.

- Ưu điểm : Phương pháp này có giá thiết bị rẻ, thi công đơn giản, giá thành hạ - Nhược điểm : Tốc độ khoan chậm, chất lượng và độ tin cậy chưa cao.



• Phương pháp khoan gầu: Theo công nghệ khoan này, gầu khoan thường có dạng thùng xoay cắt đất và đưa ra ngoài. Cần gầu khoan có dạng Ăng-ten, thường là 3 đoạn truyền được chuyển động xoay từ máy đào xuống gầu nhờ hệ thống rãnh. Vách hố khoan được giữ ổn đình nhờ dung dịch Bentonite. Quá trình tạo lỗ được thực hiện trong dung dịch Bentonite. Trong quá trình khoan có thể thay các gầu khác nhau để phù hợp với nền đất đào và để khắc phục các dị tật trong lòng đất.

- Ưu điểm : Thi công nhanh, việc kiểm tra chất lượng dễ dàng thuận tiện, đảm bảo vệ sinh môi trường và ít ảnh hưởng đến các công trình lân cận.

- Nhược điểm : Phải sử dụng các thiết bị chuyên dụng giá đắt, giá thành cọc cao. Phương pháp này đòi hỏi quy trình công nghệ rất chặt chẽ, cán bộ kỹ thuật và

công nhân phải thành thạo, có ý thức tổ chức kỷ luật cao. Do phương pháp này khoan nhanh hơn và chất lượng đảm bảo hơn các phương

pháp khác, nên hiện nay các công trình lớn ở Việt Nam chủ yếu sử dụng phương pháp này bằng các thiết bị của Đức (Bauer), Italia (Soil-Mec) và của Nhật (Hitachi). 8.2.2. Quy trình công nghệ thi công cọc khoan nhồi

Quy trình thi công cọc khoan nhồi cho móng công trình gồm các bước chủ yếu sau (hình 3.39):

Hình 3.39: Các quá trình chính khi thi công cọc khoan nhồi

- Chuẩn bị thi công và định vị tim cọc (Preparation work); - Khoan tạo lỗ (Drilling hole); - Làm sạch hố khoan (Cleaning the Bored hole);



- Gia công lắp dựng lồng thép (Producing and erecting steel cage); - Thi công đổ bê tông cọc khoan nhồi (Placing concrete for Bored Pile); - Hoàn thiện cọc; - Kiểm tra chất lượng cọc khoan nhồi; - Đập đầu cọc; - Thi công bệ móng. Công tác chuẩn bị : Để việc thi công cọc khoan nhồi đạt hiệu quả cao thì ngoài việc phải chuẩn bị các

loại thiết bị thi công cần thiết phải điều tra khả năng vận chuyển, áp dụng các biện pháp ngăn ngừa tiếng ồn và chấn động, ... còn phải tiến hành điều tra đầy đủ các mặt về tình hình phạm vi chung quanh hiện trường.

Cần chú ý máy khoan thuộc loại thiết bị lớn rất nặng nên nhất thiết phải điều tra đầy đủ về phương án và lộ trình vận chuyển. Phải đảm bảo phải có đủ diện tích hiện trường để lắp dựng thiết bị, ngoài ra còn phải thực hiện viẹc xử lý gia cố mặt đường và nền đất trong khu vực thi công để thuạan tiện cho công việc lắp dựng thiết bị và xe cộ đi lại.

Phải có các biện pháp hạn chế tác hại của tiếng ồn và chấn động. Các biện pháp giảm tiếng ồn như sau :

- Giảm tiếng ồn từ động cơ nổ : chú ý hướng phát ra tiếng ồn và đặt chụp hút âm ở động cơ nổ.

- Điện khí hoá nguồn động lực : dùng động cơ điện thay thế cho máy nổ , máy nén khí.

- Xây tường bao quang hiện trường : hiệu quả của việc cách âm bằng tường phụ thuộc rất nhiều vào độ cao và chất liệu làm tường. Nếu tường làm bằng vật liệu cách âm thì hiệu quả rất cao.

Cần chú ý xác nhận chủng loại và vị trí của các vật kiến trúc ngầm và xem xét khả năng gây ảnh hưởng đến khu vực và công trình lân cận để có biện pháp xử lí thích hợp.

Định vị vị trí đặt cọc : Phải dùng máy kinh vĩ để xác định vị trí đặt cọc. Việc định vị được tiến hành trong

thời gian dựng ống vách, có thể nhận thấy ống vách có tác dụng đầu tiên là đảm bảo cố định vị trí cọc. Trong quá trình lấy đất ra khỏi lòng cọc cần khoan sẽ được đưa ra đưa vào liên tục nên tác dụng thứ hai của ống vách là đảm bảo không cho sập thành ở phía trên và cọc không bị lệch ra khỏi vị trí.

Từ mặt bằng định vị móng cọc của nhà lập hệ thống định vị và lưới khống chế cho công trình theo toạ độ. Các lưới định vị này được chuyển dời và cố định vào các công trình lân cận hoặc lập thành các mốc định vị. Các mốc này được rào chắn bảo vệ chu đáo và liên tục kiểm tra để đề phòng xê dịch do va chạm và lún.



Công tác hạ ống vách, khoan và bơm dung dịch Bentonite : Ống vách là một ống thép có đường kính lớn hơn đường kính gầu khoan khoảng

10cm, ống vách dài khoảng 6m được đặt ở phần trên miệng hố khoan nhô lên khỏi mặt đất khoảng 0,6m

Ống vách có nhiệm vụ : - Định vị và dẫn hướng cho máy khoan - Giữ ổn định cho bề mặt hố khoan và chống sập thành phần trên hố khoan - Bảo vệ để đất đá, thiết bị không rơi xuống hố khoan - Làm sàn đỡ tạm và thao tác để buộc nối và lắp dựng cốt thép, lắp dựng và tháo dỡ

ống đổ bê tông. Sau khi đổ bê tông cọc nhồi xong, ống vách sẽ được rút lên và thu hồi lại. Các phương pháp hạ ống vách: - Phương pháp rung: Là sử dụng loại búa rung thông thường, để đạt độ sâu khoảng

6 mét phải mất khoảng 10 phút, do quá trình rung dài ảnh hưởng đến toàn bộ khu vực lân cận nên để khắc phục hiện tượng trên, trước khi hạ ống vách, người ta đào sẵn một hố sâu từ 2,5 đến 3 m tại vị trí hạ cọc với mục đích bóc bỏ lớp cứng trên mặt đất giảm thời gian của búa rung xuống còn khoảng 2÷3 phút.

- Phương pháp ép: Là sử dụng máy ép để ép ống vách xuống độ sâu cần thiết. Phương pháp này chịu được rung động nhưng thiết bị cồng kềnh, thi công phức tạp và năng suất thấp.

- Sử dụng chính máy khoan để hạ ống vách: Đây là phương pháp phổ biến hiện nay. Người ta lắp vào gầu khoan thêm một đai sắt để mở rộng hố đào khoan đến hết độ sâu của ống vách thì dùng cần cẩu hoặc máy đào đưa ống vách vào vị trí và hạ xuống cao trình cần thiết, dùng cần gõ nhẹ lên ống vách để điều chỉnh độ thẳng đứng. Sau khi đặt ống vách xong phải chèn chặt bằng đất sét và nêm để ống vách không dịch chuyển được trong quá trình khoan.

a. Công tác khoan tạo lỗ: Quá trình này được thực hiện sau khi đặt xong ống vách tạm. Đất lấy ra khỏi lòng

cọc được thực hiện bằng thiết bị khoan đặc biệt, đầu khoan lấy đất có thể là loại guồng xoắn cho lớp đất sét hoặc là loại thùng cho lớp đất cát. Điểm đặc biệt của thiết bị này là cần khoan: Cần có dạng ăng ten gồm 3 ống lồng vào nhau và truyền được chuyển động xoay, ống trong cùng gắn với gầu khoan và ống ngoài cùng gắn với động cơ xoay của máy khoan. Cần có thể kéo dài đến độ sâu cần thiết.

Trong khi khoan do cấu tạo nền đất thay đổi hoặc có khi gặp dị vật đòi hỏi người chỉ huy khoan phải có kinh nghiệm để xử lý kịp thời kết hợp với một số công cụ đặc biệt như mũi khoan phá, mũi khoan cắt, gầu ngoạm, búa máy...



Hình 3.40: Cấu tạo một số loại mũi và cần khoan tạo lỗ cho cọc nhồi



Hình 3.41: Cấu tạo cần khoan và các loại mũi khoan

Một số loại máy khoan cọc nhồi phổ biến :

Hình 3.42: Máy khoan cọc nhồi BAUER



Hình 3.43: Máy khoan cọc nhồi KH-100 (Hitachi)

b. Dung dịch Bentonite: Bentonite là loại đất sét có kích thước hạt nhỏ hơn đất sét kaolinite nên người

ta thường dùng đất sét Bentonite để chế tạo bùn khoan. Dung dịch sét Bentonite có hai tác dụng chính:

- Giữ cho thành hố đào không bị sập nhờ dung dịch chui vào khe nứt quyện với cát rồi tạo thành một màng đàn hồi bọc quanh thành vách hố giữ cho cát và các vật thể vụn không bị rơi và ngăn không cho nước thẩm thấu qua vách.

- Tạo môi trường nặng nâng đất đá vụn khoan nổi lên mặt trên để trào ra hoặc hút khỏi hố khoan.



Các đặc tính kỹ thuật của bột Bentonite : - Độ ẩm 9÷11% - Độ trương nở 14÷16 ml/g - Khối lượng riêng 2,1T/m3 - Độ pH của keo với 5% : 9,8÷10,5 - Giới hạn lỏng Aherberg > 400÷450 - Chỉ số dẻo 350÷400 - Độ lọt sàng cỡ 100: 98-99% - Độ tồn trên sàng cỡ 74: 2,2÷2,5% c. Bùn khoan : Bùn khoan là dung dich Bentonite bao gồm nước, sét Bentonite, đất sét thông

thường, xi măng và chất phụ gia Các thông số kỹ thuật chủ yếu của dung dịch Bentonite được khống chế như sau: - Hàm lượng cát < 5% - Dung trọng 1,01÷1,1 - Độ nhớt 32÷34giây - Độ pH 9,5÷11,7 - Liều lượng trộn 30÷50 kg Bentonite/m3 Do dung dịch Bentonite có tầm quan trọng đặc biệt với chất lượng hố khoan do đó

phải cung cấp dung dịch Bentonite tạo thành áp lực dư giữ cho thành hố khoan không sập. Cao trình dung dịch Bentonite ít nhất phải cao hơn cao trình mực nước ngầm từ 1÷2m, thông thường nên giữ cho cao trình dung dịch Bentonite cách mặt trên của ống vách là 1m, người ta có thể đặt thêm ống bao phía ngoài ống vách để tăng thêm cao trình và áp lực của dung dịch Bentonite nếu cần thiết.

Trong quá trình khoan, chiều sâu của hố khoan có thể uớc tính nhờ cuộn cáp hoặc chiều dài cần khoan. Để xác định chính xác hơn người ta dùng một quả dọi đáy bằng đường kính khoảng 5cm buộc vào đầu thước dây thả xuống đáy để đo chiều sâu hố đào và cao trình bê tông trong quá trình đổ. Trong suốt quá trình đào, phải kiểm tra độ thẳng đứng của cọc thông qua cần khoan. Giới hạn độ nghiêng cho phép của cọc không vượt quá 1%.

Xác nhận độ sâu hố khoan và xử lý cặn lắng đáy hố cọc: a. Xác nhận độ sâu hố khoan: Khi tính toán người ta chỉ dựa vào một vài mũi khoan khảo sát địa chất để tính toán

độ sâu trung bình cần thiết của cọc nhồi. Trong thực tế thi công do mặt cắt địa chất có thể thay đổi, các địa tầng có thể không đồng đều giữa các mũi khoan nên không nhất thiết phải khoan đúng như độ sâu thiết kế đã qui định mà cần có sự điều chỉnh.



Trong thực tế, người thiết kế chỉ qui định địa tầng đặt đáy cọc và khi khoan đáy cọc phải ngập vào địa tầng đặt đáy cọc ít nhất là một lần đường kính của cọc. Để xác định chính xác điểm dừng này khi khoan người ta lấy mẫu cho từng địa tầng khác nhau và ở đoạn cuối cùng nên lấy mẫu cho từng gầu khoan.

Người giám sát hiện trường xác nhận đã đạt dược chiều sâu yêu cầu, ghi chép đầy đủ, kể cả băng chụp ảnh mẫu khoan làm tư liệu báo cáo rồi cho dừng khoan, sử dụng gầu vét để vét sạch đất đá rơi trong đáy hố khoan, đo chiều sau hố khoan chính thức và cho chuyển sang cong đoạn khác.

b. Xử lý cặn lắng đáy hố khoan: Ảnh hưởng của cặn lắng đối với chất lượng cọc : Cọc khoan nhồi chịu tải trọng rất

lớn nên để đọng lại dưới đáy hố khoan bùn đất hoặc bentonite ở dạng bùn nhão sẽ ảnh hưởng nghiêm trọng tới khả năng chịu tải của mũi cọc, gây sụt lún cho kết cấu bên trên, làm cho công trình bị dịch chuyển gây biến dạng và nứt. Vì thế mỗi cọc đều phải được xử lí cặn lắng rất kỹ lưỡng.

Có 2 loại cặn lắng: - Cặn lắng hạt thô: Trong quá trình tạo lỗ đất cát rơi vãi hoặc không kịp đưa lên sau

khi ngừng khoan sẽ lắng xuống đaý hố. Loại cặn lắng này tạo bởi các hạt đường kính tương đối to, do đó khi đã lắng đọng xuống đáy thì rất khó moi lên.

- Cặn lắng hạt mịn: Đây là những hạt rất nhỏ lơ lửng trong dung dịch bentonite, sau khi khoan tạo lỗ xong qua một thời gian mới lắng dần xuống đáy hố.

Các bước xử lý cặn lắng: - Bước 1: Xử lý cặn lắng thô_ Đối với phương

pháp khoan gầu sau khi lỗ đã đạt đến độ sâu dự định mà không đưa gầu lên vội mà tiếp tục cho gầu xoay để vét bùn đất cho đến khi đáy hố hết cặn lắng mới thôi.

Đối với phương pháp khoan lỗ phản tuần hoàn thĩ xong khi kết thúc công việc tạo lỗ phải mở bơm hút cho khoan chạy không tải độ 10 phút, đến khi bơm hút ra không còn thấy đất cát mới ngừng và nhấc đầu khoan lên.

- Bước 2: Xử kí cặn lắng hạt mịn: bước này được thực hiện trước khi đổ bê tông. Có nhiều phương pháp xử lý cặn lắng hạt mịn:

+ Phương pháp thổi rửa dùng khí nén: Dùng ngay ống đổ bê tông để làm ống xử lý cặn lắng. Sau khi lắp xong ống đổ bê tông người ta lắp đầu thổi rửa lên đầu trên của ống. Đầu thổi rửa có 2 cửa, một cửa được nối với ống dẫn để thu hồi dung dịch bentonite và bùn đất từ



đáy hố khoan về thiết bị lọc dung dịch, một cửa khác được thả ống khí nén φ45, ống này dài khoảng 80% chiều dài của cọc.

Khi bắt đầu thổi rửa, khí nén được thổi liên tục với áp lực 7kg/cm2 qua đường ống φ45 đặt bên trong ống đổ bê tông. Khi khí nén ra khỏi ống φ45 sẽ quay trở lại thoát lên trên ống đổ tạo thành một áp lực hút ở đáy hố đưa dung dịch bentonite và cặn lắng theo ống đổ bê tông đến thiết bị lọc và thu hồi dung dịch. Trong suốt quá trình thổi rửa này phải liên tục cấp bù dung dịch bentonite để đảm cao trình và áp lực của bentonite lên hố móng không thay đổi. Thời gian thổi rửa thường từ 20-30 phút. Sau khi ngừng cấp khí nén, người ta thả dây đo độ sâu. Nếu lớp bùn lắng <10cm thì tiến hành kiểm tra dung dịch bentonite lấy ra từ đáy hố khoan, lòng hố khoan được coi là sạch khi dung dịch ở đáy hố khoan thoả mãn:

Tỷ trọng γ=1,04÷1,20 g/cm3 Độ nhớt η=20÷30 giây Độ pH =9÷12 Phương pháp này có ưu điểm là không cần bổ sung thêm thiết bị gì và có thể dùng

cho bất cứ phương pháp thi công nào. + Phương pháp luân chuyển bentonite: Dùng một máy bơm công suất khoảng

45÷60m3/h treo vào một sợi cáp và thả xuống đáy hố khoan nhưng luôn nằm trong ống đổ bê tông. Một đường ống đường kính φ=80÷100 mm được gắn vào đầu trên của máy bơm và được cố định vào cáp treo máy bơm, ống này đưa dung dịch bùn bentonite về máy lọc. Trong quá trình luân chuyển dung dịch bentonite luôn luôn được bổ sung vào miệng hố khoan và thường xuyên kiểm tra các chỉ tiêu của bùn bentonite bơm ra. Khi dung dịch này đạt chỉ tiêu sạch và độ lắng đạt yêu cầu ≤10cm thì ngừng bơm và kết thúc công đoạn luân chuyển bentonite này.

Công tác chuẩn bị và hạ lồng thép: Trong các cọc khoan nhồi thường các nhà thiết kế chỉ đặt cốt thép tới 1/3 chiều dài

của cọc nhưng cũng có các thiết kế của Nhật hoặc một số nước khác lại đặt cốt thép xuống tận đáy.

Cốt thép đường buộc sẵn thành từng lồng vận chuyển và đặt lên giá gần hố khoan, sau khi kiểm tra đáy hố khoan nếu lớp bùn cát lắng dưới đáy hố <10cm thì có thể tiến hành lắp đặt cốt thép. Trong gia công cốt thép người ta có thể dùng hàn điện để cố định cốt đai, cốt dựng khung và cốt chủ. Khi dùng hàn điện để liên kết phải chú ý đến chất lượng có thể thay đổi hoặc tiết diện thép bị giảm đi. Trường hợp cốt thép chịu lực là cốt thép cường độ cao thì không được hàn mà phải nối buộc bằng dây thép mềm 2mm hoặc dùng kẹp chữ U có bắt ốc. Việc nối cốt thép phải được tính toán và theo dõi cẩn thận để tránh rơi mất lồng thép.

Về độ dài chia đoạn của lồng thép nếu càng dài càng giảm được số lượng khung thép và đầu nối cốt thép, như vậy càng tiết kiệm được thép và tránh được một số khuyết



điểm trong kết cấu. Tuy nhiên nếu chia đoạn dài quá thì dễ gây ra biến dạng hoặc có thể làm bong, làm tuột các điểm nối, điểm buộc làm cho lớp bảo vệ không đều và thậm chí có khi làm cho khung thép bị trồi lên dẫn đến giảm chất lượng cọc. Ngược lại nếu lồng thép làm quá ngắn thì sẽ tốn vật liệu, khi thao tác nối đầu khung thép sẽ tốn nhiều thời gian.

Do từng phương pháp thi công khác nhau, phụ thuộc vào kết cấu công trình, thiết bị thi công và mặt bằng xây dựng thường độ dài chia đoạn của lồng thép giao động trong khoảng 8÷12m.

Cốt thép được hạ xuống hố khoan từng lồng một bằng cần trục và được treo tạm thời trên miệng hố vách bằng cách ngáng qua các đai tăng cường buộc sẵn cách đầu trên của lồng khoảng 1,5m. Dùng cần trục đưa lồng thép tiếp theo nối với lồng dưới và tiếp tục hạ xuống cho đến khi kết thúc.

Cốt thép được cố định vào miệng ống vách nhờ các quang treo. Trường hợp Cốt thép không dài hết chiều dài của cọc thì cần phải chống lực đẩy nổi cốt thép lên khi đổ bê tông bằng cách hàn những thanh thép hình vào ống vách để cố định lồng thép.

Khi hạ cốt thép phải tiến hành rất cẩn thận từ từ giữ cho lồng thép luôn thẳng đứng để tránh va chạm lồng thép vào thành hố khoan làm sập thành gây khó khăn cho việc nạo vét thổi rửa.

Để đảm bảo độ dày của lớp bê tông bảo vệ thường gắn ở mặt ngoài Cốt thép chủ một dụng cụ định vị Cốt thép bằng bê tông, bằng chất dẻo hoặc hàn thêm tai thép tròn hay thép bản vào mặt ngoài lồng thép. Cự ly theo chiều dài của dụng cụ định vị cốt thép thường từ 3-6m và để tránh lệch tâm số lượng dụng cụ định vị ở mỗi mặt cắt là từ 4-6 cái.

Lắp ống đổ bê tông : Tuỳ theo phương pháp xử lý cặn lắng, ống đổ bê tông có thể được lắp ngay sau khi

khoan hố xong để làm công việc thổi rửa đáy hố khoan nhưng cũng có thể được lắp chỉ để đổ bê tông sau khi đã xử lý cặn lắng.

Ống đổ bê tông là ống thép dày khoảng 3mm đường kính từ 25÷30cm được chế tạo thành từng đoạn có các môđun cơ bản là 0,5m; 1,0m; 1,5m; 2,0m; 2,50m; 3,00m; 5,00m; 6,00m để có thể tổ hợp lắp ráp tuỳ theo chiều sâu của hố khoan.

Có 2 cách nối ống hiện nay là nối bằng ren và nối bằng cáp. Cách nối bằng cáp được sử dụng rộng rãi hơn do nhanh hơn và dễ thao tác hơn. Chỗ nối thường có gioăng cao su để ngăn dung dịch bentonite thâm nhập vào ống đổ và được bôi mỡ để tháo lắp được dễ dàng.

Ống đổ bê tông được lắp dần từng đoạn từ dưới lên trên. Để lắp ống đổ được thuận tiện người ta sử dụng một hệ giá đỡ đặc biệt qua miệng hố vách, trên giá có 2 nửa vành khuyên có bản lề, miệng của mỗi đoạn ống đổ có đường kính to hơn và khi thả xuống thì bị giữ lại trên 2 nửa vành khuyên đó. Vì thế ống đổ bê tông được treo vào miệng hố vách qua giá đỡ đặc biệt này. Khi nửa vành khuyên trên giá đỡ sập xuống sẽ tạo thành một



hình tròn ôm khít lấy thân ống đổ bê tông. Đáy dưới của ống đổ bê tông được đặt cách đáy hố khoan 20cm để tránh bị tắc ống do đất đá dưới đáy hố khoan nút lại.

Công tác đổ bê tông và rút ống vách: Sau khi kết thúc thổi rửa hố khoan và đặt lồng thép cần phải tiến hành đổ bê tông

ngay vì để lâu bùn cát sẽ tiếp tục lắng ảnh hưởng đến chất lượng của cọc. Về nguyên tắc đổ bê tông cọc khoan nhồi là đổ bê tông dưới nước bằng ống dẫn,

cho nên tỷ lệ cấp phối bê tông phải phù hợp với độ dẻo, độ dính, dễ chảy trong ống dẫn mà không hay bị gián đoạn, thường người ta dùng loại bê tông dẻo có độ sụt 13-18cm. Tỷ lệ cát khoảng 45%, lượng xi măng trên 370kg/m3. Tỷ lệ nước xi măng nhỏ hơn 50%. Thường người dùng bê tông đá sỏi vì bê tông đá sỏi dễ chảy hơn bê tông đá dăm.

Để tăng cường một số tính chất của bê tông và thuận lợi trong thi công người ta có thể cho vào bê tông một số chất phụ gia như chất tăng khí, chất giảm nước hoặc chất đóng rắn chậm.

a- Hình thức ống dẫn dùng để đổ bê tông: Có 2 loại : Loại đậy đáy và loại có van trượt + Loại đậy đáy là loại ống dẫn có một nắp đậy ở dưới đáy. Đậy nắp lại và cho ống

dẫn từ từ chìm xuống đáy hố, lúc này trong ống dẫn không có nước. Sau đó tiến hành đổ bê tông vào và nhấc ống dẫn lên, cái nắp sẽ rơi ra và lưu lại ở đáy hố. Người ta cũng có thể sử dụng một nút bấc đặt vào ống đổ để ngăn cách giữa bê tông và dung dịch bentonite trong ống đổ, sau khi nhấc ống đổ lên nút bấc sẽ rơi ra và nổi lên mặt bentonite trên miệng cọc và được thu hồi.

+ Phương pháp van trượt: Đáy ống dẫn vẫn để hở, cũng như phương pháp trên, người ta từ từ đưa ống dẫn xuống cách đáy hố khoan khoảng 10÷20cm. Trước khi đổ bê tông cho van trượt vào trong ống đổ sát tới mặt dung dịch bentonite, sau đó nhờ trọng lượng bê tông được đổ liên tục mà đẩy nước ở trong ống dẫn ra ngoài.

b- Tốc độ và thời gian đổ bê tông: Nếu quá trình đổ bê tông bị gián đoạn thì dễ sinh ra sự cố đứt cọc nên đổ bê tông

phải thật liên tục, mặt khác nếu để phần bê tông đổ trước đã vào giai đoạn sơ ninh thì sẽ trở ngại cho việc chuyển động của bê tông đổ tiếp theo trong ống dẫn.

Tốc độ đổ bê tông nên cố gắng càng nhanh càng tốt. Phương pháp thông dụng là cho trực tiếp bê tông từ xe vận chuyển qua máng vào trong phễu của ống dẫn, tuy vậy nếu quá trình đổ quá nhanh cũng sẽ có vấn đề là tạo ma sát lớn giữa bê tông và thành hố khoan gây lở đất làm giảm chất lượng bê tông. Kinh nghiệm cho thấy tốc độ đổ bê tông thích hợp là khoảng 0,6m3/phút.

Thời gian đổ bê tông 1 cọc chỉ nên khống chế trong 4 giờ, vì mẻ bê tông đổ đầu tiên sẽ bị đẩy nổi lên trên cùng nên mẻ bê tông này nên có phụ gia kéo dài ninh kết để đảm bảo không bị ninh kết trước khi kết thúc hoàn toàn việc đổ bê tông cọc đó. Ngoài ra phải



chú ý là theo phương pháp ống dẫn thì khoảng 1,5 giờ từ khi bắt đầu trộn đổ bê tông phải đổ cho kỳ hết.

c- Độ sâu cắm ống dẫn vào trong bê tông và độ cao vượt lên của bê tông trên đầu cọc:

Trong quá trình đổ bê tông, ống đổ được rút lên dần bằng cách tháo bỏ dần từng đoạn ống sao cho ống luôn luôn ngập trong vữa bê tông từ 2÷9m mục đích để đẩy bê tông từ đáy ống dẫn ra, bê tông dâng dần lên không để cho dung dịch bentonite và bùn cát phía trên lẫn vào bê tông.

Mặt khác nếu ống dẫn cắm vào bê tông quá sâu thì bê tông phần đáy của ống chảy không thông và sẽ làm cho bê tông trong phễu ở đầu ống dẫn bị tràn ra ngoài và rơi tự do vào trong lỗ làm kém chất lượng bê tông và làm giảm rất nhiều khả năng giữ thành đất của dung dịch bentonite.

Ở phần trên đầu cọc khi đổ bê tông dưới nước thì không thể tránh khỏi bùn, cặn lắng lẫn vào trong bê tông làm giảm chất lượng của bê tông do vậy để đảm bảo an toàn người ta thường đổ bê tông cọc vượt lên một đoạn so với độ cao của thiết kế khoảng 50cm.

Để kết thúc quá trình đổ bê tông, phải xác định được cao trình của bê tông và cao trình thật của bê tông chất lượng tốt. Việc quyết định thời điểm ngừng đổ bê tông sẽ do nhà thầu đề xuất và giám sát hiện trường chấp thuận.

d- Rút ống vách: Lúc này các giá đỡ, sàn công tác, treo cốt thép vào ống vách đều được tháo dỡ. Ống

vách được kéo lên từ từ bằng cần cẩu và phải kéo thẳng đứng để tránh xê dịch tim đầu cọc. Có thể phải gắn thêm một thiết bị rung vào ống vách để việc rút ống vách được dễ dàng.

Sau khi rút ống vách phải lấp cát vào hố cọc nếu cọc sâu, lấp hố thu bentonite và lập rào chắn tạm bảo vệ cọc.

Không được phép rung động hoặc khoan cọc khác trong vòng 24 giờ kể từ khi kết thúc đổ bê tông cọc trong phạm vi 5 lần đường kính của cọc.

Kiểm tra chất lượng cọc khoan nhồi : Việc kiểm tra chất lượng thi công cọc khoan nhồi nói chung phải thực hiện trực tiếp

tại hiện trường, do sự phức tạp trong thi công, giá thành cũng như tính chất quan trọng của cọc khoan nhồi đối với công trình nên yêu cầu kiểm tra ở giai đoạn chế tạo cọc phải hết sức nghiêm ngặt, tỷ lệ lượng cọc kiểm tra nhiều vì nếu có một sự sai sót nào trong quá trình chế tạo gây hư hỏng sẽ rất khó sửa hoặc nếu khắc phục thì chi phí sẽ rất lớn.

Kết quả nghiên cứu cho thấy: nguyên nhân gây hư hỏng cọc khoan nhồi rất đa dạng nhưng phần lớn các khuyết tật là do công nghệ thi công không thích hợp gây ra vì vậy cần phải kiểm tra chặt chẽ toàn bộ các công đoạn thi công cọc.



Tuy vậy, sau khi đã đổ bê tông việc kiểm tra chất lượng cọc vẫn cần thiết nhằm phát hiện các khuyết tật và xử lý những cọc bị hư hỏng. Đối tượng của việc kiểm tra cọc khoan nhồi là chất lượng của nền đất và chất lượng của bản thân cọc. Vấn đề kiểm tra cả 2 chỉ tiêu này đã có nhiều phương pháp thực hiện bằng các công cụ hiện đại, có thể phân ra 2 phương pháp cơ bản là phương pháp tĩnh và phương pháp động.

a- Kiểm tra bằng phương pháp tĩnh : * Phương pháp gia tải tĩnh : Đây là phương pháp phổ biến và đáng tin cậy để kiểm

tra khả năng chịu tải của cọc. Tuỳ theo yêu cầu cụ thể người ta có thể xác định khả năng chịu nén, chịu kéo hay chịu đẩy của cọc. Về đối tượng gia tải có thể sử dụng các vật nặng để chất tải hoặc sử dụng khoan neo xuống đất. Có 2 quy trình nén tĩnh được sử dụng trong thực tế là :

+ Quy trình thí nghiệm nén chậm với tải trọng không đổi để đánh giá đồng thời khả năng chịu tải và tốc độ lún của cọc theo thời gian. Thí nghiệm cọc theo quy trình này đòi hỏi nhiều thời gian, có thể kéo dài nhiều ngày.

+ Quy trình tốc độ chuyển dịch không đổi nhằm mục đích duy nhất là đáng giá khả năng chịu tải của cọc. Thí nghiệm theo quy trình này chỉ kéo dài 3-5 giờ.

Ngoài 2 quy trình trên người ta còn áp dụng một số quy trình gia tải khác như quy trình thí nghiệm nhanh với gia tải không đổi, quy trình thí nghiệm cân bằng...

Nhược điểm cơ bản của phương pháp này là giá thành rất cao và công tác chuẩn bị thí nghiệm đòi hỏi nhiều thời gian.

Hình 3.44: Sơ đồ nguyên lý và kết quả đo của thí nghiệm Osterberg đối với cọc tại

hiện trường [10]



Hình 3.45: Thí nghiệm nén tĩnh đối với cọc tại hiện trường [10]

* Phương pháp khoan lấy mẫu ở lõi cọc: Dùng máy khoan lấy các mẫu hình trụ có đường kính 50÷150 mm ở các độ sâu khác nhau dọc suốt chiều dài thân cọc ở 3 vị trí cách đều nhau trên mặt cắt ngang của cọc.

Ưu điểm của phương pháp này là có thể xác định chính xác chất lượng bê tông của cọc nhưng nhược điểm là chi phí lấy mẫu khá lớn. Khi khoan 3 lỗ cho mỗi cọc nếu khoan hết cả chiều dài thì chi phí khoan xấp xỉ giá thành cọc.

* Phương pháp siêu âm: Đây là phương pháp rất phổ biến vì nhờ nó có thể phát hiện các khuyết tật của bê tông đồng thời dựa vào sự tương quan giữa tốc độ truyền sóng và cường độ bê tông ta có thể biết được cường độ bê tông mà không phải lấy mẫu hay phá huỷ kết cấu.

Người ta đặt 2 ống thép có đường kính φ80mm vào lồng thép với chiều dài ống bằng chiều sâu hố đào và đối xứng nhau qua trục của cọc trước khi tiến hành đổ bê tông. Sau này, khi kiểm tra chất lượng của cọc thì đưa đầu thu và đầu phát siêu âm vào 2 ống thép trên và luôn được giữ ở cùng một cao trình, sóng siêu âm sẽ quét theo tiết diện của cọc. Bằng cách này người ta đánh giá được chất lượng bê tông nằm giữa 2 lỗ khoan. Để kiểm tra chặt chẽ hơn chất lượng cọc có thể khoan hoặc đặt sẵn từ 3÷5 lỗ trên mỗi cây cọc thí nghiệm. Có thể sử dụng phương pháp siêu âm mà đầu thu và đầu phát cùng được gắn trên một thanh chế tạo bằng vật liệu cách âm.



Phương pháp siêu âm cho kết quả khá chính xác, đáng tin cậy, giá thành thí nghiệm không quá cao, ở nhiều nước quy định số cọc phải thí nghiệm theo phương pháp này là 10% số cọc.

b- Kiểm tra bằng phương pháp động: * Phương pháp đo âm dội (PIT – Pile Intergrity Testing): Nguyên lý là sử dụng lý

thuyết từ hiện tượng âm dội: Người ta gõ một búa vào đầu cọc, một thiết bị ghi gắn ngay trên đầu cọc để ghi các hiệu ứng về âm dội, kết quả đo đạc sẽ được máy tính xử lý và cho ra kết quả về chất lượng cọc.

Phương pháp này đơn giản, tốc độ kiểm tra rất nhanh có thể đạt tới 300 cọc/ngày nhưng nhược điểm cơ bản của phương pháp này là độ chính xác chỉ đạt yêu cầu với độ sâu 20m trở lại (phương pháp biến dạng nhỏ).

Hình 3.46: Sơ đồ nguyên lý thí nghiệm PIT cho cọc

* Phương pháp rung: Cọc thí nghiệm được rung cưỡng bức với biên độ không đổi trong khi tần số rung được thay đổi trong một dải khá rộng. Tần số cộng hưởng ghi được sẽ cho ta biết các khuyết tật của cọc như tiết diện bị giảm yếu, cường độ bê tông thay đổi...

Phương pháp này chỉ mới áp dụng chủ yếu ở Pháp bởi thí nghiệm khá phức tạp và đòi hỏi người phân tích đánh giá kết quả phải có trình độ cao, nhiều kinh nghiệm.

* Phương pháp biến dạng lớn (PDA – Pile Driving Analysis): Theo phương pháp này, xung chấn động được tạo bởi búa có trọng lượng đủ lớn (15÷20 T) để huy động toàn bộ khả năng chịu tải của đất nền. Trong thí nghiệm chỉ cần 2÷3 nhát búa là đủ nhưng cọc phải đạt độ dịch chuyển cần thiết. Người ta ghi sóng gia tốc và sóng biến dạng cho mỗi nhát búa. Kết quả sẽ được xử lý bằng các chương trình máy tính. Do năng lượng sử dụng



trong thí nghiệm rất lớn nên trong thực tế có thể phát hiện được khuyết tật của cọc ở độ sâu không hạn chế.

Nhược điểm của phương pháp này là thiết bị của búa nặng và cồng kềnh mặt khác do lực xung động lớn có thể làm hỏng cọc.

Hình 3.47: Sơ đồ nguyên lý thí nghiệm PDA cho cọc

* Phương pháp tĩnh động (STN - Statnamic): Nguyên lý là áp dụng nguyên tắc hoạt động của động cơ tên lửa: thiết bị thí nghiệm được gắn vào đầu cọc cùng với thiết bị gây nổ để tạo ra phản lực trên đầu cọc. Khi nổ, các thông số về gia tốc, biến dạng và chuyển vị đầu cọc sẽ được thiết bị thí nghiệm ghi lại và nhờ các phương trình về truyền sóng sẽ cho ta biểu đồ quan hệ giữa tải trọng tác dụng và chuyển vị, từ đó sẽ xác định được tải trọng giới hạn của cọc.

Hình 3.48: Sơ đồ nguyên lý thí nghiệm STN cho cọc



Sơ đồ bố trí thiết bị đo trong cọc Thí nghiệm tại hiện trường

Hình 3.49: Bố trí thiết bị đo của thí nghiệm Statnamic đối với cọc tại hiện trường

Hình 3.50: Thiết bị thí nghiệm STN cho cọc dưới nước và trên cạn



Hình 3.51: Ví dụ kết quả thí nghiệm STN cho cọc đơn



CHƯƠNG IV: XÂY DỰNG CÔNG TRÌNH TRÊN NỀN ĐẤT YẾU

§1. Khái niệm

1.1. Khái niệm về nền đất yếu Khi nền thiên nhiên không đủ sức chịu tải, không đủ độ bền hoặc bị biến dạng

nhiều, người ta gọi đó là nền đất yếu. Khi xây dựng công trình trên nền đất yếu, để đảm bảo yêu cầu biến dạng và cường độ

của nền đất là vấn đề khó giải quyết. Để đạt được điều đó cần có biện pháp thích hợp đối với kết cấu bên trên, kết cấu móng và xử lý nền.

Trong một số trường hợp, khi sử dụng biện pháp kỹ thuật thích hợp để xử lý kết cấu bên trên kết hợp với biện pháp móng và vẫn sử dụng nền thiên nhiên có ý nghĩa lớn về mặt kinh tế. Khái niệm nền đất yếu chỉ là khái niệm tương đối tuỳ theo hoàn cảnh và điều kiện xây dựng.

Việc đánh giá chính xác và chặt chẽ các tính chất cơ lý của nền đất yếu (chủ yếu bằng các thí nghiệm trong phòng và hiện trường) để làm cơ sở và đề ra các giải pháp xử lý nền móng phù hợp là một vấn đề hết sức khó khăn, nó đòi hỏi sự kết hợp chặt chẽ giữa kiến thức khoa học và kinh nghiệm thực tế để giải quyết, giảm được tối đa các sự cố, hư hỏng công trình khi xây dựng trên nền đất yếu. 1.2. Một số đặc điểm của nền đất yếu

Thuộc loại nền đất yếu thường là đất sét có lẫn nhiều hữu cơ; Sức chịu tải bé (0,5÷1kG/cm2); Đất có tính nén lún lớn (a> 0,1 cm2/kG); Hệ sô rỗng e lớn (e > 1,0); Độ sệt lớn ( B > 1); Mô đun biến dạng bé (E< 50kG/cm2); Khả năng chống cắt bé (ϕ , c bé), khả năng thấm nước bé;

Hàm lượng nước trong đất cao, độ bão hòa nước G> 0,8, dung trọng bé; 1.3. Các loại nền đất yếu thường gặp

+ Đất sét mềm: gồm các loại đất sét hoặc á sét tương đối chặt, ở trạng thái bão hòa nước, có cường độ thấp;

+ Bùn: Các loại đất tạo thành trong môi trường nước, thành phần hạt rất mịn (<200μm) ở trạng thái luôn no nước, hệ số rỗng rất lớn, rất yếu về mặt chịu lực;

+ Than bùn: Là loại đất yếu có nguồn gốc hữu cơ, được hình thành do kết quả phân hủy các chất hữu cơ có ở các đầm lầy (hàm lượng hữu cơ từ 20 ÷ 80%);

+ Cát chảy: Gồm các loại cát mịn, kết cấu hạt rời rạc, có thể bị nén chặt hoặc pha loãng đáng kể. Loại đất này khi chịu tải trọng động thì chuyển sang trạng thái chảy gọi là cát chảy.



+ Đất bazan: Đây cũng là đất yếu với đặc diểm độ rỗng lớn, dung trọng khô bé, khả năng thấm nước cao, dễ bị lún sập. 1.4. Biện pháp xây dựng công trình trên nền đất yếu

Với các đặc điểm của đất yếu như trên, muốn đặt móng xây dựng công trình trên nền đất này thì phải có các biện pháp kỹ thuật để cải tạo tính năng xây dựng của nó. Nền đất sau khi xử lý gọi là nền nhân tạo.

Biện pháp xử lý khi xây dựng công trình trên nền đất yếu phụ thuộc vào nhiều điều kiện như: Đặc điểm công trình, đặc điểm của nền đất.v.v… Với từng điều kiện cụ thể mà người thiết kế đưa ra biện pháp xử lý hợp lý. Về nguyên tắc khi gặp nền đất yếu chúng ta cần xem xét việc thiết kế theo các khía cạnh sau:

- Các biện pháp về kết cấu công trình, - Các biện pháp về móng, - Các biện pháp xử lý nền, - Các biện pháp thi công để xử lý nền.

§2. Các biện pháp về kết cấu công trình

Khi xây dựng công trình trên nền đất yếu, kết cấu của công trình có thể bị phá hỏng hoàn toàn hoặc một phần do biến dạng của nền quá lớn vì vậy chúng ta cần nghiên cứu theo hướng giảm tải trọng tác dụng lên móng và tăng khả năng chịu lực của kết cấu công trình theo một số biện pháp sau:

+ Dùng vật liệu nhẹ và kết cấu nhẹ; + Làm tăng độ mềm của kết cấu công trình; + Làm tăng cường độ cho kết cấu công trình.

2.1. Dùng vật liệu nhẹ và kết cấu nhẹ Sử dụng vật liệu nhẹ, kết cấu thanh mảnh làm giảm trọng lượng của kết cấu dẫn

đến tải trọng lên nền giảm đi. Tuy nhiên cần chú ý đảm bảo độ bền của kết cấu, đồng thời đối với các công trình thường xuyên chịu tải trọng ngang lớn cần chú ý tới các biện pháp đảm bảo tính ổn định trượt và lật của công trình.

2.2. Làm tăng độ mềm của công trình Độ cứng của công trình phụ thuộc kết cấu móng và độ cứng của kết cấu bên trên,

làm tăng độ mềm của công trình sẽ khử được ứng suất phụ phát sinh khi nền biến dạng không đều.

Để tăng độ mềm của công trình có thể theo 2 cách: + Sử dụng kết cấu tĩnh định, + Phân tách các bộ phận có độ cứng khác nhau của công trình thành nhiều phần

tách biệt bởi khe lún.



Dùng kết cấu tĩnh định thường dẫn đến kết cấu thô và nặng nề vì vậy người ta thiên về áp dụng khe lún khi gặp nền đất yếu. Khe lún được bố trí tại những vị trí thay đổi đột ngột theo mặt đứng hoặc mặt bằng.

Khe lún tách công trình thành các bộ phận độc lập từ móng đến mái, chiều rộng khe lún phải đảm bảo công trình sau khi tách không tựa sát vào nhau khi bị lún làm nứt nẻ công trình, chiều rộng khe lún tối thiểu là 5cm và có thể xác định theo công thức:

( ). p tK h tg tgδ θ θ= −

trong đó: h - chiều cao khe lún

,p tθ θ - là góc nghiêng của công trình nằm bên phải và bên trái khe lún K - hệ số an toàn lấy bằng 1,3 ÷ 1,5

Khi gặp nền đất yếu cần chú ý việc dự tính khả năng biến dạng của nền dẫn đến biến dạng của kết cấu từ đó tính toán bố trí kết cấu công trình hợp lý và an toàn.

Việc sử dụng khe lún hay kết cấu siêu tĩnh đều dẫn đến những phức tạp về kiến trúc và tốn kém về kinh tế tuy vậy chúng ta vẫn phải sử dụng nhiều.

2.3. Tăng cường độ cho kết cấu công trình Khi sử dụng biện pháp này cần chú ý sao cho không ảnh hưởng tới độ mềm của

công trình thực tế: - Sử dụng các giằng bê tông cốt thép cho tường. - Gia cố cục bộ tại những vị trí dự kiến phát sinh ứng suất khi nền bị biến dạng.

§3. Các biện pháp về móng

Khi xây dựng công trình trên nền đất yếu, ta có thể sử dụng một số phương pháp xử lý về móng thường dùng như sau:

- Thay đổi độ sâu đặt móng. - Thay đổi kích thước móng. - Sử dụng loại móng thích hợp (móng băng giao nhau, móng bè, móng cọc ...)

3.1. Thay đổi độ sâu đặt móng Việc thay đổi độ sâu đặt móng dẫn đến sự thay đổi áp lực gây lún và sức chịu tải

của nền, tải trọng bên mh.q γ= ảnh hưởng đến vùng biến dạng dẻo của nền và do đó ảnh hưởng đến sức chịu tải của nền.

Trị số tăng tcR∆ của áp lực tiêu chuẩn khi tăng độ sâu chôn móng có thể tính theo:



1 2 1cot

2

tct

tc

m mR hK g

π γπϕ ϕ

∆ = + ⋅ ⋅∆ − +

trong đó : m1, m2 - hệ số điều kiện làm việc của móng và nền; Ktc - hệ số độ tin cậy; γt – trọng lượng tự nhiên của đất trên móng; ∆h - độ tăng chiều sâu chôn móng.

Việc tăng độ sâu chôn móng dẫn đến giảm áp lực gây lún và do đó cũng làm giảm độ lún ổn định của công trình.

Khi xây dựng công trình trên nền đất yếu để đảm bảo cao độ thiết kế của công trình cần xét đến khả năng lún của công trình. Khi xây dựng phải nâng cao độ thiết kế lên một khoảng nào đấy gọi là cao trình dự phòng Sdp.

( )12dp tcS S S= +

trong đó : S - là độ lún tính toán; Stc - là độ lún trong quá trình thi công. Với công trình DD&CN, độ lún dự phòng có thể lấy như sau: Sdp=0,7S.

Trong một số trường hợp nếu dự kiến được công trình có nguy cơ bị nghiêng do lún không đều thì có thể thay đổi chiều sâu chôn móng theo từng cấp nhằm giảm sự lún lệch khi chiều dày nền đất yếu thay đổi.

3.2. Thay đổi kích thước của móng Thay đổi kích thước móng sẽ làm thay

đổi áp lực lên nền vì vậy tăng kích thước móng có thể cải thiện được điều kiện chịu tải và biến dạng của nền. Tuy nhiên việc mở rộng móng đối với nền đất có tính nén lún tăng theo chiều sâu lại bị bất lợi. Khi tầng chịu nén có chiều dày thay đổi thì sử dụng việc mở rộng móng theo từng phần phù hợp nhằm giảm sự chênh lệch lún.

3.3. Thay đổi loại móng và độ cứng của móng

- Móng đơn không làm tăng độ cứng của công trình nhưng khó khống chế độ chênh lệch lún khi gặp nền đất yếu. Để giảm ảnh hưởng của lún lệch có thể thay thế bằng các loại móng khác như:



+ Móng băng giao nhau + Móng bè, móng bản + Móng cọc

Độ chênh lệch lún tương đối

[ ]0SS SL

∆ = < ∆

§4. Các phương pháp xử lý nền

Xử lý nền đất yếu nhằm mục đích làm tăng sức chịu tải của nền đất, cải thiện một số tính chất cơ lý của nền đất yếu như: Giảm hệ số rỗng, giảm tính nén lún, tăng độ chặt, tăng trị số mô đun biến dạng, tăng cường độ chống cắt của đất .v.v.

Đối với công trình thủy lợi, việc xử lý nền đất yếu còn làm giảm tính thấm của đất, đảm bảo ổn định cho khối đất đắp. Các biện pháp xử lý nền thông thường:

+ Các biện pháp cơ học: Bao gồm các phương pháp làm chặt bằng đầm, đầm chấn động, phương pháp làm chặt bằng các loại cọc (cọc cát, cọc đất, cọc balat, cọc vôi…), phương pháp thay đất, phương pháp nén trước.

+ Các biện pháp vật lý: Gồm các phương pháp hạ mực nước ngầm, phương pháp dùng giếng cát, bấc thấm, điện thấm…

+ Các biện pháp hóa học: Gồm các phương pháp keo kết đất bằng xi măng, vữa xi măng, phương pháp silicat hóa, phương pháp điện hóa…

4.1. Xử lý nền bằng đệm cát 4.1.1. Đặc điểm và phạm vi áp dụng

Lớp đệm cát sử dụng có hiệu quả khi lớp đất yếu ở trạng thái bão hoà nước, chiều dày của đệm cát ≤ 3m. Đệm cát thường làm bằng cát hạt to, hạt trung hoặc pha hai loại đó với nhau.

Việc thay lớp đất yếu bằng đệm cát có những tác dụng sau:

+ Lớp đệm cát thay thế lớp đất yếu nằm trực tiếp dưới đáy móng, đệm cát đóng vai trò như một lớp chịu tải, tiếp thu tải trọng công trình và truyền tải trọng đó các lớp đất yếu bên dưới.

+ Giảm được độ lún và chênh lệch lún của công trình vì có sự phân bố lại ứng suất do tải trọng ngoài gây ra trong nền đất yếu dưới tầng đệm cát.

Hình 4.1: Sơ đồ bố trí đệm cát



+ Giảm được chiều sâu chôn móng nên giảm được khối lượng vật liệu làm móng. + Tăng khả năng ổn định của công trình kể cả khi có tải trọng ngang tác dụng, vì

cát được nén chặt làm tăng lực ma sát và sức chống trượt. + Tăng nhanh quá trình cố kết của đất nền do vậy làm tăng nhanh khả năng chịu

tải của nền và tăng nhanh thời gian ổn định về lún cho công trình. + Về mặt thi công đơn giản, không đòi hỏi thiết bị phức tạp nên được sử dụng

tương đối rộng rãi. Không nên sử dụng đệm cát trong những trường hợp sau: - Chiều dày đệm cát > 3m thì thi công rất tốn kém, - Mực nước ngầm cao và có áp dẫn đến hạ mực nước ngầm rất tốn kém, đệm cát

dễ bị mất ổn định. 4.1.2. Xác định kích thước đệm cát

Việc xác định kích thước lớp đệm cát một cách chính xác là một bài toán phức tạp vì tính chất của đệm cát và lớp đất yếu hoàn toàn khác nhau. Để tính toán, ta xem lớp đệm cát như là một bộ phận của đất nền, với đặc điểm đồng nhất và biến dạng tuyến tính vì vậy có thể áp dụng các công thức tính ứng suất và biến dạng của cơ học đất. • Kiểm tra ổn định và áp lực tại mặt tiếp xúc giữa lớp đệm cát và đất yếu bên dưới:

Để đảm bảo ổn định 1 2 dyRσ σ+ ≤

trong đó:

1σ - Ứng suất do trọng lượng bản thân đất trên cốt đáy móng và của đệm cát trên mặt tiếp xúc giữa đệm cát và lớp đất yếu : 1 . .m d dh hσ γ γ= + ; với γ và dγ tương ứng là trọng lượng riêng của đất và của đệm cát, mh và dh tương ứng là chiều sâu chôn móng và chiều dày của lớp đệm cát.

2σ - Ứng suất do tải trọng công trình gây ra, truyền lên mặt lớp đất yếu dưới tầng

đệm cát: ( )2 0 0tc

mK hσ σ γ= − ; với K0 – là hệ số tra bảng thuộc tỷ số a b và 2z b , z là độ

sâu của điểm tính ứng suất, a và b lần lượt là chiều dài và chiều rộng đế móng, 0tcσ - là

ứng suất tiêu chuẩn trung bình dưới đế móng xác định như sau :

Hình 4.2: Sơ đồ tính lớp đệm cát gia cố nền đất yếu



* Trường hợp đúng tâm: 00 .

tctc

tb mNhF

σ γ= +

* Trường hợp lệch tâm: ( )0 max min 2tcσ σ σ= +

dyR – Cường độ tính toán tại mặt lớp đất yếu dưới đáy đệm cát

Để xác định dyR ta xem móng và đệm cát là khối móng quy ước có chiều sâu chôn

móng y m dh h h= + và chiều rộng móng quy ước yb

- Móng băng 0

2 .

tcNbybσ

=

- Móng đơn 2y yb F= ∆ + −∆

Với 2

a b−∆ = 0

2

tc

yNFσ

=

( )1 2 . . . . .dy y dy y t dytc

m mR A b B h D cK

γ γ−= + +

A, B, D – là hệ số tra bảng phụ thuộc vào góc ma sát trong ϕ của đất yếu m1, m2, Ktc - là hệ số điều kiện làm việc và hệ số độ tin cậy Từ điều kiện [ ]1 2 ;dyR S Sσ σ+ ≤ < có thể xác định chiều dày đệm cát dh hoặc

chọn trước gần đúng dh (theo công thức .dh K b= với K là hệ số tra trên đồ thị phụ thuộc vào tỷ số 1 2R R và a b ) rồi kiểm tra lại điều kiện về sức chịu tải và độ lún.

Khi tra đồ thị để xác định hệ số K cần chú ý 1R – Cường độ tính toán của đệm cát xác định bằng thí nghiệm nén tĩnh ngoài hiện trường hoặc theo quy phạm;

2R – Cường độ tính toán của lớp đất yếu dưới lớp đệm cát, xác định bằng thí nghiệm nén tĩnh ngoài hiện trường hoặc tính toán theo quy phạm.

Chiều rộng của lớp đệm cát được xác định theo công thức:

2. .d db b h tgα= +

Để đảm bảo đệm cát ổn định, góc truyền lực α thường lấy bằng góc ma sát trong của đệm cát. Thông thường α lấy bằng 30 ÷ 450. 4.1.3. Thi công đệm cát

Thi công đệm cát phải đảm bảo độ chặt cần thiết (thông thường độ chặt của đệm cát ID = 0,65 ÷ 0,7) và không làm phá hoại nền đất thiên nhiên dưới đáy tầng đệm cát.

Hình 4.3: Đồ thị xác định hệ số K



Sau khi đào bỏ một phần lớp đất yếu, tiến hành đổ cát thành từng lớp có chiều dày phụ thuộc vào năng lực thiết bị đầm chặt (thông thường lấy bằng 20 ÷ 50 cm) và tiến hành đầm theo từng lớp.

Độ ẩm đầm nén tốt nhất xác định theo công thức sau:

0,7. . ntn

s

W ε γγ

=

trong đó: ε - là hệ số rỗng của cát trước khi đầm γn - trọng lượng riêng của nước γs - trọng lượng riêng của cát Với cát thô và cát hạt trung tnW = 15% ÷ 17%

Mô đun biến dạng của đệm cát xác định bằng thí nghiệm hiện trường.

4.2. Xử lý nền bằng cọc cát 4.2.1. Đặc điểm và phạm vi áp dụng

Khác với các loại cọc cứng khác (bê tông, bê tông cốt thép, cọc gỗ, cọc tre…) là một bộ phận của kết cấu móng, làm nhiệm vụ tiếp nhận và truyền tải trọng xuống đất nền, mạng lưới cọc cát làm nhiệm vụ gia cố nền đất yếu nên còn gọi là nền cọc cát.

Việc sử dụng cọc cát để gia cố ền có những ưu điểm nổi bật sau:

+ Cọc cát làm nhiệm vụ như giếng cát, giúp nước lỗ rỗng thoát ra nhanh, làm tăng nhanh quá trình cố kết và độ lún ổn định diễn ra nhanh hơn.

+ Nền đất được ép chặt do ống thép tạo lỗ, sau đó lèn chặt đất vào lỗ làm cho đất được nén chặt thêm , nước trong đất bị ép thoát vào cọc cát, do vậy làm tăng cường độ cho nền đất sau khi xử lý.

+ Cọc cát thi công đơn giản, vật liệu rẻ tiền (cát) nên giá thành rẻ hơn so với dùng các loại vật liệu khác.

Cọc cát thường dùng để gia cố cố nền đất yếu có chiều dày > 3m. Đối với trường hợp đất nhão quá yếu hoặc lớp đất yếu có chiều dày < 2m thì không nên dùng cọc cát vì không hiệu quả về mặt kỹ thuật, kinh tế.

Hình 4.4: Sơ đồ bố trí cọc cát

Hình 4.5: Bố trí cọc cát và phạm vi nén chặt của nền dưới móng



4.2.2. Thiết kế nền cọc cát Cọc cát được thi công bằng thiết bị chuyên dùng ống thép tạo lỗ và nhồi cát vào

bên trong có đường kính d = 400 ÷ 500mm có tác dụng làm chặt nền đất và cải thiện khả năng chịu tải của nền.

Vật liệu: Thường dùng cát vàng hạt trung, hạy thô, lúc đầu đổ từ 1/2- 2/3 chiều dài ống rồi rung hay đầm chặt, đồng thời kéo dần ống lên và (đầm) rung đến khi hoàn thành cọc cát.

Khi thiết kế sơ bộ có thể chấp nhận giả thiết rằng cọc cát chỉ nén chặt vùng đất, thể tích nén chặt đúng bằng thể tích cọc.

Trước khi thiết kế cọc cát, cần biết hệ số rỗng tự nhiên 0ε của lớp đất yếu. Sau khi

nén chặt bằng cọc cát thì đất có hệ số rỗng nén chặt là tkε . Đối với nền đất cát, sau khi gia cố thì phải đạt tkε = 0,65 ÷ 0,75. Đối với nền đất dính được nén chặt bằng cọc cát thì:

( )W 0,5.tk de φ= ∆ + với W Wnh dφ = − (ở đây ∆ , Wnh , Wd tương ứng là tỉ trọng, độ ẩm giới hạn nhão và độ ẩm giới hạn dẻo của đất)

Diện tích cần nén chặt rộng hơn đáy móng, theo kinh nghiệm diện tích cần nén chặt rộng hơn đáy móng ≥ 0,2b (b - Bề rộng móng) về các phía:

( )1,4. . 0,4.ncF b a b= + với a, b là kích thước cạnh dài và rộng của đáy móng

Tỷ lệ diện tích tiết diện của tất cả các cọc cát cF đối với diện tích đất nền được

nén chặt ncF được xác định như sau: 0

01c tk

nc

FF

ε εε

−= = Ω

+

Số lượng cọc cát cần thiết để nén chặt nền đất yếu dưới đáy móng: . nc

cc

Fnf

Ω=

với cf - Diện tích tiết diện ngang của mỗi cọc cát (lấy bằng diện tích tiết diện ống khi tạo lỗ).

Cọc cát thường được bố trí theo lưới tam giác đều, đây là sơ đồ bố trí hợp lý nhất để đảm bảo cho đất được nén chặt đều trong khoảng cách giữa các cọc cát. Khi tính toán chấp nhận các giả thiết:

+ Đất được lèn chặt đều giữa các cọc cát, + Đất không bị trồi lên mặt đất, + Độ ẩm của nền đất không thay đổi trong quá trình nén chặt. Khoảng cách giữa các cọc cát L được xác định dựa theo điều kiện trọng lượng của

khối đất có đáy là tam giác đều ABC sẽ không đổi sau khi lèn chặt bằng cọc cát, từ đó rút ra:

A

BC

Hình 4.6: Sơ đồ tính nền cọc cát



( )( )

0 0

00

1 1. 0,9522 3 tktk

L d dπ ε ε

ε εε ε+ +

= ≈ ⋅−−

trong đó :d- là đường kính cọc cát; 0ε - hệ số rỗng tự nhiên của đất trước khi thi công cọc cát; tkε - hệ số rỗng thiết kế của đất.

Công thức trên có thể biểu diễn dưới dạng

.2 3

tk

tkL d dγπ

γ γ= ⋅ ⋅

−

trong đó : γ - trọng lượng riêng tự nhiên của đất; tkγ - trọng lượng riêng thiết kế được tính qua độ ẩm tự nhiên W và hệ số rỗng thiết kế tkε như sau:

( )1 0,01.W1tk

tkγ

ε∆

= ++

Chiều sâu nén chặt bằng chiều dài của cọc: + Với móng chữ nhật : 2.cl b≥ ;

+ Với móng bản: 4.cl b≥

Khi 10b m≥ thì ( )9 0,15.cl m b≥ + với nền sét và ( )6 0,10.cl m b≥ + với nền cát.

Theo kinh nghiệm chiều dài của cọc cát thường lấy đến độ sâu của nền dưới đáy móng được xem là hết lún (tại độ sâu có 0,2gl btσ σ≤ )

4.2.3. Thi công cọc cát Căn cứ vào hồ sơ thiết kế người ta tiến hành đào

hố móng. Thường hố móng không đào đến cốt đáy móng mà chừa lại khoảng 1m sau đó tiến hành đóng cọc cát bằng máy chuyên dùng. Sau khi thi công cần kiểm tra lại các thông số về tính chất cơ lý của nền như:

- Khoan lấy mẫu đất giữa các cọc để xác định ε , γ, c, ϕ (sau khi nén chặt) nhờ các thí nghiệm cơ học đất từ đó tính ra cường độ đất.

- Dùng xuyên tiêu chuẩn để kiểm tra độ chặt của cát trong cọc và đất giữa các cọc.

- Thí nghiệm bàn nén tĩnh tải tại hiện trường trên mặt nền cọc cát. Diện tích bàn nén yêu cầu phải lớn (≥4m2) để chùm lên ít nhất 3 cọc thí nghiệm.

4.3. Phương pháp làm chặt đất bằng chấn động Phương pháp này áp dụng đối với các loại đất cát có tính rỗng lớn

Hình 4.7: Thi công nền cọc cát a) Hạ ống thép tạo lỗ cọc

b) Nhồi cát vào lỗ và rút ống



Do tác dụng của tải trọng chấn động, cường độ chống cắt của cát bão hoà nước giảm rất nhanh và gần như bằng không. Sau khi dỡ tải các hạt cát được xắp xếp lại chặt hơn, so với kết cấu ban đầu do tác dụng của trọng lượng bản thân.

Để tạo lực chấn động có thể dùng phương pháp nổ sâu hoặc dùng dụng cụ chấn động như đầm dùi. Khi làm chặt nền bằng đầm dùi, nền cát có độ bão hoà G = 0,7 ÷ 0,8; bước đầm 0,8 ÷1 m thì độ rỗng của nền có thể giảm 15 ÷ 20%. Chiều dày tầng cát làm chặt có thể tới 5m.

Ngoài ra có thể dùng phương pháp đầm xung kích để làm chặt đất. Theo phương pháp này quả đầm có trọng lượng 1÷4 tấn (có khi 5÷7tấn) và đường kính không nhỏ hơn 1m. Để hiệu quả tốt, khi chọn quả đầm nên đảm bảo áp lực tĩnh do quả đầm gây ra không nhỏ hơn 0,2kG/cm2 với đất loại sét và 0,15kG/ cm2 với đất loại cát. Trong quá trình đầm, quả đầm được kéo lên 4÷6m bởi cần trục và để rơi tự do. Theo dõi độ chối (độ lún do một nhát đầm gây ra) để kết thúc quá trình đầm. Đối với đất loại sét thì độ chối e này không nhỏ hơn 1÷2cm, đối với đất loại cát thì e không nhỏ hơn 0,5÷1cm.

Mục đích của việc đầm là tạo nên lớp đất có độ chặt lớn, dày từ 1,5 ÷ 3,5m. Tùy thuộc vào trọng lượng, kích thước, chiều cao và số lần đầm. Chiều dày của lớp mặt được đầm chặt có thể tính theo công thức: .h K D= với D là đường kính mặt đáy quả đầm; K là hệ số lấy bằng 1,55 với đất cát, K=1,45 đối với đất á sét, K=1,2 với đất loại sét và K=1 đối với đất sét. Độ hạ thấp mặt đất sau khi đầm:

( )0

0

0,5..

1m tke e e

h he

− +∆ =

+

trong đó: 0e - hệ số rỗng tự nhiên; me - hệ số rỗng sau khi đầm; tke - hệ số rỗng thiết kế ở độ sâu cần làm chặt h.

4.4. Phương pháp gia tải nén trước 4.4.1. Đặc điểm và phạm vi áp dụng

Phương pháp này có thể sử dụng để xử lý khi gặp nền đất yếu như than bùn, bùn sét và sét pha dẻo nhão, cát pha bão hòa nước.

Dùng phương pháp này có các ứu điểm sau: + Tăng sức chịu tải của nền đất; + Tăng nhanh thời gian cố kết, tăng nhanh độ lún ổn định theo thời gian.

• Các biện pháp thực hiện: + Chất tải trọng (đất, cát, sỏi, gạch, đá…) bằng hoặc lớn hơn tải trọng công trình

dự kiến thế trên nền đất yếu, để cho nền chịu tải trước và lún trước khi xây dựng công trình

+ Dùng giếng cát hoặc bấc thấm để thoát nước ra khỏi lỗ rỗng, tăng nhanh quá trình cố kết của đất nền, tăng nhanh tốc độ lún theo thời gian.



Tùy yêu cầu cụ thể của công trình, điều kiện địa chất công trình, địa chất thủy văn của nơi xây dựng mà dùng biện pháp xử lý thích hợp, có thể dùng đơn lẻ hoặc kết hợp cả hai biện pháp trên. 4.4.2. Phương pháp nén trước không dùng giếng thoát nước • Điều kiện địa chất công trình:

Để đạt được mục đích làm cho đất chặt, ép thoát nước ra khỏi lỗ rỗng thì những trường hợp sau thích hợp cho phương pháp gia tải nén trước.

+ Cấu tạo địa tầng như hình 4.8a: Trên cùng là lớp đất trồng trọt, giữa là lớp đất yếu cần gia cố, dưới cùng là lớp cát tự nhiên. Khi chịu tải trọng nén trước q thì nước lỗ rỗng của đất yếu sẽ bị ép thoát vào lớp cát tự nhiên.

+ Cấu tạo địa tầng như hình 4.8b: Trên cùng là lớp cát tự nhiên, ở giữa là lớp đất yếu cần xử lý. Dưới cùng là lớp cát tự nhiên. Khi chịu tải trọng nén trước q, nước lỗ rỗng rỗng trong lớp bị ép thoát ra theo cả hai chiều lên và xuống vào hai lớp cát tự nhiên.

+ Cấu tạo địa tầng như hình 4.8c: Trường hợp này khi chịu tải trọng nén q, nước thoát ra theo chiều lên vào tầng cát, trường hợp nếu không có lớp cát tự nhiên thì có thể làm một lớp đệm cát nhân tạo sau đó tác dụng tải trọng nén trước.

Hình 4.8b Hình 4.8c • Tính toán tải trọng nén trước:

Độ lớn của áp lực nén trước được lựa chọn như sau: - Dùng tải trọng nén trước đúng bằng tải trọng công trình sẽ xây dựng. - Dùng tải trọng nén trước lớn hơn tải trọng công trình sẽ xây dựng (lớn hơn

khoảng 20%) để tăng nhanh quá trình cố kết, rút ngắn thời gian gia tải, tuy nhiên cũng không lớn qúa dễ gây phá hoại nền đất yếu.

Hình 4.8a



Độ lún dự kiến được xác định theo công thức kinh nghiệm sau: ttS S

tα= −

+

trong đó: tS là độ lún dự tính ở thời gian t, với t là thời gian nén trước; α là hệ số kinh

nghiệm 1

1 1.t

S t tS

α = − với S – Độ lún ổn định trong quá trình nén trước, xác định theo tài

liệu quan trắc thực tế: ( )2 1

2 12 1

t t

t tS t tS S

= − −

• Biện pháp thi công: Để thi công gia tải nén trước ta có thể dùng hai cách sau: + Cách 1: Chất tải trọng nén trước lên mặt đất tại vị trí xây móng, đợi một thời

gian theo yêu cầu thiết kế để độ lún đạt ổn định rồi dỡ tải để đào hố móng và thi công móng (với chiều sâu chôn móng ≤ 1m). Nếu chiều sâu chôn móng lớn thì đào hố móng đến độ sâu bé hơn cốt đáy móng 50cm rồi chất tải nén.

+ Cách 2: Có thể xây dựng móng trước, sau đó chất tải lên móng để móng lún đến trị số ổn định, sau đó dỡ tải và xây dựng kết cấu bên trên.

Trong hai biện pháp trên, tùy theo điều kiện cụ thể mà chọn biện pháp thích hợp. Tải trọng nén trước phải được tăng dần từng cấp, mỗi cấp tương đương tải trọng

một tầng nhà hoặc bằng khoảng 15 – 20% tổng tải trọng công trình. Cần bố trí mốc để quan trắc lún trong suốt thời gian gia tải. 4.4.3. Phương pháp nén trước có bố trí đường thấm thẳng đứng

Hình 4.9: Gia cố nền bằng gia tải nén trước kết hợp với giếng cát

• Điều kiện địa chất công trình:



Khi chiều dày nền đất yếu rất dày hoặc khi độ thấm của đất rất nhỏ thì có thể bố trí các đường thấm thẳng đứng để tăng tốc độ cố kết. Phương pháp này thường dùng để xử lý nền đường đắp trên nền đất yếu.

Có hai loại đường thấm thẳng đứng: Giếng cát (SW) và bấc thấm (PVD). Tác dụng của đường thấm thẳng đứng là để tăng nhanh quá trình thoát nước trong các lỗ rỗng của đất yếu, làm giảm độ rỗng, độ ẩm, tăng dung trọng. Kết quả là làm tăng nhanh quá trình cố kết của nền đất yếu, tăng sức chịu tải và làm cho nền đất đạt độ lún quy định trong thời gian cho phép.

Để tăng nhanh tốc độ cố kết, ta thường kết hợp biện pháp xử lý bằng bấc thấm, giếng cát với biện pháp gia tải tạm thời, tức là đắp cao thêm nền đường so với chiều dày thiết kế 2-3m trong vài tháng rồi sẽ lấy phần gia tải đó đi ở thời điểm t mà nền đường đạt được độ lún cuối cùng như trường hợp nền đắp không gia tải.

Cấu tạo chung của nền đường đắp trên đất yếu có sử dụng thiết bị thoát nước thẳng đứng (bấc thấm hoặc giếng cát) được minh họa trên hình 4.9. • Tính toán, thiết kế:

Nội dung thiết kế hệ thống giếng cát, bấc thấm gồm có việc xác định đường kính giếng cát hoặc đường kính tương đương của bấc thấm khi đã biết các đặc trưng của đất yếu và thời gian cần thiết để đạt độ cố kết cho trước (tức là tính toán độ lún theo thời gian) trong trường hợp có bố trí đường thấm thẳng đứng.

Trình tự tính toán như sau: + Chọn hình thức bố trí hệ thống giếng cát hoặc bấc thấm theo mạng lưới tam giác

hoặc chữ nhật, xác định đường kính d và khoảng cách giữa các giếng cát / bấc thấm L. Đối với giếng cát, d chính là đường kính của giếng cát; Đối với bấc thấm PVD thì

d tính như sau: Theo Hansbo (1979) thì ( )d a b π= + ; Theo Hansbo (1987) thì ( ) 2d a b= +

Với a – Chiều dày của PVD, từ 3-5mm (cá biệt a=10mm); b – Chiều rộng của PVD, hiện nay b=100mm

+ Tính bán kính ảnh hưởng D của SW hoặc PVD: .d Lα= với L - Khoảng cách từ tâm đến tâm của PVD, hoặc SW, chính là chiều dài của cạnh tam giác đều nếu bố trí theo lưới tam giác đều hoặc là chiều dài của cạnh hình vuông nếu bố trí theo lưới hình vuông.

α = 1,05 - Nếu bố trí PVD hoặc SW theo lưới tam giác đều; α = 1,13 - Nếu bố trí PVD hoặc SW theo lưới hình vuông

+ Tính nhân tố thời gian: 2.r rN C t D= với Cr - Là hệ số cố kết hướng tâm, t – thời gian cố kết;

+ Tra toán đồ (hình 4.10) để xác định độ cố kết hướng tâm rU theo rN và n;

+ Tính nhân tố thời gian: 2.z zN C t h= với Cr - Là hệ số cố kết thẳng đứng, t – thời gian cố kết; tra toán đồ xác định độ cố kết thẳng đứng zU



+ Tính độ cố kết chung: ( ) ( )1 1 . 1r zU U U− = − −

Hình 4.10: Toán đồ xác định độ cố kết rU và zU , ( n D d= )

Làm chặt đất dựa vào quy luật giảm tính nén lún dưới tác dụng của tải trọng nén. • Trình tự các bước thi công: Ở đây giới thiệu trình tự các bước thi công trong trường

hợp xử lý bằng bấc thấm. - Định vị trí chân ta luy nền đường; - Đào bỏ một phần đất yếu theo thiết kế (thường từ 0,5 đến 0,8m) - Rải vải địa kỹ thuật, nên rải vuông góc với tim đường, mép vải chồng lên nhau

20cm; - Đặt thiết bị quan trắc lún thẳng đứng; - Đắp lớp đệm cát đến cao độ thiết kế và tạo phẳng; - Đặt thiết bị quan trắc chuyển vị ngang để quan trắc chuyển vị ngang của nền

đường; - Tiến hành cắm bấc thấm (cắm PVD - Phabricatied Vertical Drainage), việc cắm

bấc thấm thực hiện bằng các máy cắm bấc chuyên dụng. Sau khi cắm, bấc phải cao hơn bề mặt lớp cát đệm từ 15-20cm.

- Đắp đất: Đất được đắp thành từng lớp với chiều dày mỗi lớp 15, 20, hoặc 25cm. Tốc độ đắp tuân thủ theo thiết kế, kết hợp quan trắc lún để xử lý kịp thời trong trường hợp lún nhanh quá tốc độ thiết kế.

4.5. Xử lý nền bằng cọc vôi hay cọc đất-xi măng 4.5.1. Đặc điểm và phạm vi áp dụng

Cọc vôi thường được dùng để xử lý, nén chặt các lớp đất yếu như: Than bùn, bùn, sét và sét pha ở trạng thái dẻo nhão. Vệc sử dụng cọc vôi có những tác dụng sau:

- Sau khi cọc vôi được đầm chặt, đường kính cọc vôi sẽ tăng lên 20% làm cho đất xung quanh nén chặt lại.

- Khi vôi được tôi trong lỗ khoan thì nó tỏa ra một nhiệt lượng lớn làm cho nước lỗ rỗng bốc hơi làm giảm độ ẩm và tăng nhanh quá trình nén chặt.



Sau khi xử lý bằng cọc vôi nền đất được cải thiện đáng kể: Độ ẩm của đất giảm 5÷8%; lực dính tăng lên khoảng 1,5 ÷3 lần; Modun biến dạng tăng lên 3-4 lần; Cường độ của đất giữa các cọc vôi có thể tăng lên đến 2 lần;

Với những ưu điểm như trên cho thấy rằng xử lý nền đất yếu bằng cọc vôi có hiệu quả đáng kể. Tuy nhiên khi gặp các nền đất quá nhão, yếu (đất có B> 1) thì hiệu quả nén chặt của cọc vôi bị hạn chế. Với các loại bùn gốc sét nhão yếu thì hiệu quả nén chặt càng ít vì vôi tôi và đất sét đều thấm nước yếu nên việc ép thoát nước lỗ rỗng khó.

4.5.2. Thiết kế và thi công cọc vôi Việc tính toán và thiết kế cọc vôi tương tự như cọc cát, tuy nhiên cần chú ý khả

năng thoát nước của chúng khác nhau. Với cọc cát thì khả năng thoát nước đều và trong thời gian dài còn với cọc vôi thì khả năng thoát nước nhanh trong thời gian đầu và sau đó giảm đi nhiều.

Thi công cọc vôi : Để thi công cọc vôi trước hết phải khoan tạo lỗ, lỗ khoan từ 240÷400mm, nếu thành lỗ khoan bị sạt lở thì hạ ống thép, sau đó cho từng lớp vôi sống dày khoảng 1m xuống lỗ khoan và đầm chặt từng lớp cho đến hết chiều sâu. Kết hợp vừa đầm vừa rút ống lên. Hiệu quả nén chặt của cọc vôi phụ thuộc vào chất lượng đầm chặt và thành phần hóa học của vôi.

Độ chặt và cường độ của nền cọc vôi có thể kiểm tra như đối với nền cọc cát. 4.5.3. Cọc đất-vôi

Hình 4.11: Xử lý nền đất yếu bằng cọc vôi-đất (đất-xi măng)

* Hiệu quả và ứng dụng:



Khi tạo cọc vôi đất thì cường độ của cọc này phụ thuộc vào lượng vôi và thời gian. Kết quả nghiên cứu cho thấy lượng vôi càng nhiều thì độ cứng của cọc càng tăng nhanh.

Ở nước ta với đất yếu có độ ẩm tự nhiên từ 40÷70% thì dùng hàm lựợng vôi từ 6÷12% là hợp lý. Với tỷ lệ đó thì cường độ cọc đạt 50% sau 1 tháng và 70 ÷ 80% sau 3 tháng.

Cọc đất – vôi xử lý làm tăng cường độ chống cắt của đất lên hàng 10 lần, có thể sử dụng cọc đất-vôi này làm tường cừ hoặc làm nền cho công trình. Khoảng cách giữa các cọc đất-vôi tùy thuộc đặc điểm nền và tải trọng, theo kinh nghiệm lấy bằng 0,75m, chiều dài cọc phải vượt chiều sâu chịu nén của đất, lưới cọc trùm ra diện tích đáy móng khoảng ¼ chiều rộng đáy móng. Việc kiểm tra sức chịu tải của nền khi xử lý cần xác định bằng thí nghiệm nén tĩnh tại hiện trường với kích thước bàn nén tối thiểu là 100x100cm. 4.5.4. Cọc đất-xi măng

Việc chế tạo cọc đất – xi măng cũng giống như đối với cọc đất – vôi, ở đây xi lô chứa xi măng và phun vào đất với tỷ lệ định trước. Lưu ý sàn ximăng trước khi đổ vào xilô để đảm bảo ximăng không bị vón cục và các hạt ximăng có kích thước đều <0,2mm, để không bị tắc ống phun.

Hàm lượng ximăng có thể từ 7 – 15% và kết quả cho thấy gia cố đất bằng ximăng tốt hơn vôi và đất bùn gốc cát thì hiệu quả cao hơn đất bùn gốc sét.

Kết quả thí nghiệm xuyên cho thấy sức kháng xuyên của đất nền tăng lên từ 4-5 lần so với khi chưa gia cố.

Ở nước ta đã sử dụng loại cọc đất – ximăng này để xử lý gia cố một số công trình và hiện nay triển vọng sử dụng loại cọc đất – ximăng này để gia cố nền là rất tốt.

4.6. Phương pháp phản áp Phương pháp này nhằm mục đích tăng sức chịu tải của nền đất bằng cách tăng áp

lực bên q. . . . .ghP A b B q C cγ= + +

trong đó :

q = γ . h là tải trọng bên A, B, D : hệ số sức chịu tải, tra bảng phụ thuộc ϕ * Khi xác định chiều dày tầng phản áp người ta dựa vào 2 nguyên tắc + Khống chế vùng biến dạng dẻo + Không cho mặt trượt sâu xuất hiện

4.7. Dùng biện pháp thi công để xử lý nền Trong một số trường hợp có thể lợi dụng biện pháp thi công để xử lý nền có hiệu

quả như hạ mực nước ngầm để làm chặt nền, thay đổi tiến độ thi công (tăng tải trọng) dùng vòng vây để làm tăng sực chịu tải của nền.



4.7.1. Nén chặt đất bằng cách hạ thấp mực nước ngầm Tại chiều sâu h = h1 + h2 Khi chưa hạ mực nước ngầm

11 1 1 2 2. .dntxP h hσ γ γ= = +

Sau khi hạ mực nước ngầm

22 1 1 2 2. .txP h hσ γ γ= = +

( )2 1 2 2 2.dnP P P hγ γ→ ∆ = − = −

Như vậy khi hạ mực nước ngầm nền đất sẽ bị nén chặt do sự gia tăng áp lực nén ∆P.

Ngoài ra đất còn chịu áp lực thuỷ động của nước theo chiều hướng xuống làm cho đất chặt thêm. 4.7.2. Khống chế tốc độ thi công để cải thiện điều kiện chịu lực của nền

- Gia tải đột ngột (đường 1a): Tương đương là đường 1b – hệ số rỗng hầu như

không thay đổi; cường độ chống cắt không tăng (đường 1c thuộc). - Gia tải theo đường 2a: Hệ số rỗng giảm theo đường 2b và cường độ chống cắt tăng

theo đường 2c. - Gia tải theo đường 3a → 3b → 3c Trong phạm vi áp lực nhỏ đường nén ép và đường cố kết là dốc nhất còn khi áp lực lớn

đường cong đó có độ dốc thoải hơn. Lợi dụng tính chất này của quá trình cố kết, giai đoạn đầu thi công chậm sau mới đẩy mạnh tốc độ thi công.

Khi thi công cần theo dõi độ lún của nền và tình hình xuất hiện vết nứt ở xung quanh móng nếu có để khống chế tốc độ tăng tải đồng nghĩa với tốc độ thi công.

4.8. Xử lý nền bằng phương pháp hóa học Ngoài các phương pháp nêu trên người ta còn xử lý nền bằng cách phun các loại

hóa chất vào trong nền dưới áp lực cao (thường là từ hai loại dung dịch trở lên), sau khi

τ n

1b

σ t

σ

1a 2a

3a

(a)

σc

2b

3b

(b)

σc 3c

σ σc

2c

1c

(c)



lan tỏa vào các lỗ rỗng trong đất, các hóa chất này hình thành phản ứng hóa học tạo thành keo liên kết các hạt đất và bịt vào các lỗ rỗng trong nền làm tăng cường độ và giảm độ lún của nền (học sinh tự tham khảo).

Bảng…: Khả năng ứng dụng của biện pháp cải tạo nền cho các đối tượng công trình và nền đất khác nhau để sử dụng hiệu quả móng nông (UFC 3-220-01N)

Category of Structure Structure Permissible

Settlement

Load Intensity/ Usual Bearing Pressure

Required kPa (tsf)

Probability of Advantageous Use of Soil Improvement Techniques

Loose Cohesionless

Soils

Soft Alluvial Deposits

Old, Inorganic

Soils

Office/ Apartment

Frame or load bearing

construction

High rise/ more than six stories Small<25-50mm High 287-96 (3-1) High Unlikely Low

Medium rise 3-6 stories Small<25-50mm Moderate 192 (2) High Low Good

Low rise 1-3 stories Small<25-50mm Low 96-192 (1-2) High Good High

Industrial

Large span w/heavy machines, cranes; process and power

plants

Small<25-50mm Differential

Settlement Critical

Variable/ high local concentrations to >383

(4) High Unlikely Low

Framed warehouses & factories Moderate Low 96-192 (1-2) High Good High

Covered storage, storage rack systems,

production areas Low to moderate Low <192 (2) High Good High

Others

Water /waste water treatment plants

Moderate Differential settlement important

Low <14364 (150) <144 (1.5)

High, if needed at all High High

Storage tanks Moderate to high, Diff. maybe critical High/up to 28728 (300) High, if

needed at all High High

Open storage Areas High High/up to 28728 (300) High, if needed at all High High

Enbankments/ Abutments Moderate to high High/up to 28728 (300) High, if

needed at all High High



CHƯƠNG V: MÓNG SÂU

§1. Khái niệm

Khi xây dựng công trình có tải trọng lớn trên vùng đất yếu có chiều dày lớn, các lớp đất tốt nằm quá sâu mà phương án móng cọc tiết diện nhỏ khó có thể thực hiện được khi đó người ta sử dụng phương án móng sâu.

Để thiết kế móng sâu hiện nay người ta sử dụng các loại giếng chìm, giếng chìm hơi ép, móng kiểu tường trong đất. Các phần giếng có thể sử dụng làm phần ngầm của công trình như trạm bơm, công trình thu nước, nhà nghiền quặng...

Móng sâu có thể gồm 1 giếng hoặc nhiều giếng hay 1 đến 2 tường trong đất liên kết với nhau bằng đài móng.

§2. Cấu tạo móng giếng chìm và giếng chìm hơi ép

2.1. Giếng chìm hơi ép Giếng chìm hơi ép được sử dụng lần đầu tiên để làm móng sâu trong đất bão hoà

nước vào năm 1841 do kỹ sư người Pháp Triquer đề xuất. Giếng chìm hơi ép được hạ xuống đất nhờ trọng lượng bản thân của buồng giếng và khối xây trên buồng giếng kết hợp với việc đào đất trong lòng giếng và dưới chân giếng ra. Để con người có mặt trong buồng giếng để đào đất, người ta bơm khí nén vào buồng giếng nhằm đẩy nước ra khỏi lòng giếng. áp suất không khí trong buồng giếng phải bằng áp lực cột nước kể từ mặt nước đến độ sâu hạ giếng.

Giếng chìm hơi ép (Hình 4.1) bao gồm buồng giếng, thân giếng, buồng hơi ép, ống giếng. Buồng giếng (1) là một cái hộp cứng gồm chân giếng (2), tấm trần (3). Tấm trần có chừa lỗ để người ra vào buồng giếng và đưa vật liệu vào, chuyển đất ra. Buồng giếng có chiều sâu h1 tối thiểu là 2,2m để đảm bảo cho con người làm việc bình thường. Không khí nén được liên tục bơm từ máy nén khí (8) qua ống (7) vào buồng giếng (1). Để đưa người vào buồng giếng làm việc và từ buồng giếng ra ngoài nghỉ ngơi cũng như chuyển đất ra khỏi giếng mà không cần giảm áp suất không khí nén, người ta sử dụng buồng hơi ép (6) gắn trên ống giếng (5). Ống giếng (5) gồm nhiều đốt được lắp ghép lại với nhau và lắp chặt với trần buồng giếng chìm. Khi hạ giếng xuống sâu, ống giếng được lắp thêm các đốt cho dài ra.

Buồng hơi ép (6) gồm buồng chủ a, thùng cho người ra vào (Kamera) b và thùng để di chuyển vật liệu c. Các thùng b và c có cửa thông với thùng chủ. Để khỏi gây ra sự tăng giảm đột ngột của áp suất không khí có hại đến sức khoẻ con người, trước khi cho người vào buồng giếng (1) phải để họ ở thùng b rồi tăng áp suất không khí lên một cách từ từ còn khi đưa người từ buồng ép ra ngoài phải giảm áp suất một cách từ từ.

Sau khi người vào Kamera b, đóng cửa lại và xả không khí nén vào đó, áp suất không khí trong Kamera tăng lên. Thời gian không khí vào Kamera phụ thuộc vào áp suất không khí trong buồng giếng và kéo dài từ 6 đến 12 phút. Khi áp suất trong kamera



phụ b và kamera chủ bằng nhau thì có thể mở cửa và đi vào kamera chủ rồi từ đó theo thang đặt trong ống giếng để vào buồng giếng.

Khi người trong buồng giếng ra ngoài thì tiến hành theo trình tự ngược lại nhưng thời gian họ ở lại trong kamera phụ b để hạ áp suất không khí xuống dần dần phải kéo dài từ 14 phút đến 1 giờ 25 phút.

Hình 4.1: Sơ đồ cấu tạo giếng chìm hơi ép

Đất trong giếng được đào ở phần giữa rồi đào dần ra vùng chân giếng và chuyển ra ngoài qua kamera c, có thể đào đất bằng tay hoặc vòi phụt nước. Đồng thời với việc đào đất trong lòng giếng, người ta xây thân giếng. Để tránh tình trạng ma sát giữa mặt ngoài thành giếng với đất vượt quá trọng lượng giếng, cần đào đất rộng ra ngoài chân giếng 0,1 ÷ 0,15m. Để hạ giếng nhanh người ta có thể đào hào theo chu tuyến buồng giếng và moi đất dưới chân giếng ra. Sau đó hạ áp suất không khí trong buồng giếng xuống 50% (không được giảm nhiều hơn nữa). Khi đó khí nén trong buồng giếng sẽ ít cản lại sự hạ giếng và giếng hạ xuống nhanh hơn. Theo cách này thì mỗi lần chỉ hạ được 0,5m. Khi giếng bị chệch thì phải chỉnh lại.

Ngày nay ở nhiều nước người ta dùng cơ giới để đào đất do đó giảm được rất nhiều khó khăn khi thi công giếng chìm hơi ép. Đất được đào bằng vòi phun nước và bùn được chuyển ra ngoài bằng máy hút bùn. Dùng phương pháp này có thể tự động hoá toàn



bộ quá trình hạ giếng, con người không phải làm việc trong buồng hơi ép. Đào đất bằng vòi phụt nước có hiệu quả đối với đất cát và bùn.

Khi hạ giếng chìm hơi ép xuống đất yếu, để tránh tình trạng giếng bị hạ xuống quá nhanh ở giai đoạn đầu, người ta kê buồng giếng lên dàn để tăng diện tích tiếp xúc nhằm giảm áp lực.

Sau khi hạ giếng xuống độ sâu thiết kế người ta tháo thiết bị ra và lắp đầy bê tông vào phần rỗng bên trong.

Hình 4.2: Ví dụ về cấu tạo chân giếng chìm hơi ép

Khi hạ giếng trên vùng đất khô, để giảm bớt công việc đào đất trong buồng giếng trong điều kiện áp suất cao rất có hại cho sức khoẻ, người ta đào hố sẵn nhưng đáy hố phải cao hơn mực nước ngầm ít nhất 0,5m. Khi hạ giếng trên khu đất ngập nước thì có thể dùng đảo nhân tạo (đắp bằng đất, cát cho cao hơn mặt nước) dùng phương pháp treo trên giá đỡ và phương pháp thả nổi. Khi hạ giếng vào đá có thể xẩy ra tình trạng tường ngoài của giếng bị ép vào mặt đá làm cho giếng bị kẹp không hạ xuống được. Để tránh



tình trạng đó khi đào đá dưới chân giếng phải đào rộng ra một khoảng 0,1m so với mặt ngoài chân giếng. Nếu chân giếng kê trên tầng đá có nóc lớp nghiêng thì để giảm công tác đào đất có thể không cần san bằng mặt đá mà chỉ đào đá dưới chân giếng để toàn bộ chân giếng tiếp xúc với đá.

Để giảm bớt ma sát giữa đất và giếng, mặt ngoài của giếng chìm hơi ép phải phẳng và trơn. Vì vậy bề mặt các ván khuôn ốp vào mặt ngoài tường giếng phải khít nhau.

Giếng chìm hơi ép có nhiều nhược điểm như thi công chậm, giếng là một khối lớn tốn nhiều vật liệu nên giá thành cao, công nhân phải làm việc trong điều kiện áp suất cao rất có hại cho sức khoẻ. Ngoài ra vì con người chỉ có thể làm việc được dưới áp suất tối đa là 3,9 at nên chỉ hạ giếng được đến độ sâu 39m. Do đó giếng chìm hơi ép dùng khi phải hạ xuống khu đất có nhiều chướng ngại như đá tảng, gốc cây. Một ví dụ về cấu tạo chân giếng chìm hơi ép trình bày ở hình 4.2.

2.2. Giếng chìm Đó là giếng trọng lực (giếng khối) được hạ xuống đất nhờ trọng lượng bản thân

kết hợp với việc đào đất trong lòng giếng ra. a. Cấu tạo Bộ phận cơ bản của giếng chìm trọng lực là giếng thành dày đổ tại chỗ. Nếu giếng

có kích thước lớn trong mặt bằng thì lòng giếng được ngăn ra bằng các vách đứng tạo thành những buồng nhỏ. Kích thước các buồng này được lấy tương ứng với kích thước của thiết bị xúc đất. Chân tường trong của giếng cao hơn chân thành ngoài 0,5÷2m. Chân giếng là bộ phận xuyên vào đất đầu tiên nên được vát nghiêng ở phía trong và được gia cường.

Để trọng lượng giếng thắng ma sát khi hạ giếng và bảo đảm điều kiện bền bề dày tường ngoài bằng 0,3÷1,5m, bề dày tường trong bằng 0,3÷0,7m.

Thành giếng có thể thẳng đứng hoặc nếu cần giảm ma sát khi hạ giếng, mặt ngoài thành giếng được chế tạo với độ nghiêng 1:80 đến 1:120 so với trục đứng hoặc làm bậc, bề rộng mặt bậc không quá 7÷20cm để tránh làm giảm ổn định khi hạ giếng. Loại giếng thành nghiêng và loại có bậc khi hạ xuống dễ làm đất quanh giếng bị vỡ lở xốp làm mất ổn định của nền các công trình ở gần nơi hạ giếng.

Nếu dùng 1 giếng làm móng thì mặt cắt ngang của giếng phải giống mặt bằng của kết cấu bên trên. Giếng có mặt bằng hình tròn có nhiều ưu điểm so với giếng có hnình dạnh khác. Nó dễ chế tạo, khi hạ xuống đất dễ bị vênh, lệch hơn, chi phí cốt thép ít nhất. Do vậy nếu chọn phương án giếng chìm thì nên cố gắng dùng giếng tròn và cho kết cấu bên trên có dạng gần với hình tròn.

Nếu tỷ số giữa các cạnh của móng trong mặt bằng mà lớn thì dùng giếng có mặt cắt ngang hình elíp hoặc chữ nhật nhưng hai cạnh ngắn được thay bằng hai nửa hình tròn. Đối với móng có kích thước lớn thì cho phép dùng loại hình chữ nhật. Giếng chìm được làm bằng bêtông cốt thép, đá.

b. Thi công



Giếng trọng lực được hạ xuống đất nhờ trọng lượng bản thân kết hợp với việc đào đất trong lòng giếng ra. Khi cần hạ giếng xuống không sâu lắm thì chế tạo toàn bộ giếng xong rồi hạ xuống. Khi phải hạ giếng xuống sâu thì người ta chế tạo một đoạn rồi hạ xuống, sau đó tiếp tục đúc đoạn trên và hạ giếng tiếp tục. Mỗi đoạn giếng có chiều dài từ 3÷6m. Sau khi hạ xong đoạn giếng đầu tiên, người ta lắp ván khuôn và đổ bê tông đoạn thứ hai. Sau khi bê tông đoạn thứ hai đủ độ bền thì tiếp tục hạ và chu trình đó cứ lặp đi lặp lại cho đến độ sâu thiết kế.

Công tác đào, chuyển đất ra khỏi lòng giếng và đổ bê tông lòng giếng có thể tiến hành đồng thời với việc bơm hút nước ra ngoài hoặc không cần bơm nước ra. Đất được lấy ra khỏi lòng giếng bằng gầu ngoạm, máy hút thuỷ lực hoặc máy bơm dâng bằng khí nén. Biện pháp bơm hút nước chỉ nên dùng khi đất dưới chân giếng không bị lở và trôi vào lòng giếng. Đất lở sẽ làm tăng thể tích đất phải chuyển ra khỏi lòng giếng và có thể làm cho các công trình lân cận bị biến dạng thậm chí bị biến dạng nghiêm trọng.

Khi mực nước trong lòng giếng cao và đất dễ thấm, khi hạ giếng không được bơm nước ra mà thậm chí còn phải bơm thêm nước vào lòng giếng để mực nước trong giếng cao hơn mực nước bên ngoài để đất (cát nhỏ, bùn) khỏi trôi vào lòng giếng.

Phương pháp hạ giếng chìm không bơm hút nước chỉ nên dùng khi đất để xói lở và không có lẫn những tảng đá to. Công việc hạ giếng sẽ rất khó khăn nếu nền là đá cứng nhất là khi đá có nóc lớp nằm nghiêng. Lúc đó để chân giếng tiếp xúc với nền đá trên toàn bộ chu tuyến thì phải dùng phương pháp thi công dưới nước vừa rất khó khăn lại đắt tiền. Không được dùng giếng khối ở vùng đất không ổn định nếu có các công trình nằm trong phạm vi lăng thể trượt.

Nếu hạ giếng ở nơi khô ráo, thì ngay tại đó, người ta san đất, đầm chặt rồi đặt gỗ kê, đặt ván khuôn rồi đúc giếng. Khi hạ giếng ở vùng ngập nước, nếu nước nông hơn 5m thì dùng đất đổ thành đảo nhân tạo và từ đó tiến hành hạ giếng. Nếu nước sâu hơn 5m hoặc nếu dùng đảo nhân tạo sẽ làm hẹp lòng sông nhiều quá thì người ta hạ giếng với các giá đỡ cố định. Ngoài ra khi nước sâu, người ta dùng giếng nổi được trên mặt nước. Để giếng có thể nổi được, thành giếng được chế tạo dạng hộp rỗng hoặc bịt kín giếng rồi cho khí nén vào. Phần phía trên giếng được bịt bằng thép hình cupôn.

Để tăng nhanh tốc độ hạ giếng, người ta có thể dùng các biện pháp hỗ trợ như gia tải trọng tĩnh, bơm vữa sét bentônit vào khe hở giữa mặt ngoài thành giếng và đất tạo thành áo sét (áo xúc biến) dày 5÷10cm.

Trong thực tiễn người ta thi công giếng chìm trọng lực với diện tích 2000m2 trong mặt bằng và có trường hợp hạ giếng 70m kể từ mặt nước, trong đó hơn 40m hạ vào đất.

§3. Tính toán móng giếng chìm và giếng chìm hơi ép

3.1. Tính toán giếng chìm hơi ép: Trong quá trình sử dụng, giếng chìm hơi ép chịu các tải trọng giống như giếng

chìm và được tính toán hoàn toàn tương tự. Khi hạ giếng có các tải trọng sau đây tác động:



P- Trọng lượng bản thân của giếng, buồng hơi ép, ống giếng; P’- Trọng lượng bản thân buồng giếng; N- áp lực của khí nén trong buồng giếng tác dụng lên chân giếng theo phương

ngang; Q- áp lực của khí nén trong buồng giếng tác dụng lên tấm trần theo phương thẳng

đứng. - Phản lực đứng 1 2,R R và nằm ngang H của đất dưới công son;

- Áp lực ngang lên tường phía ngoài của buồng giếng do cột nước W và áp lực đất E;

- Ma sát giữa đất với mặt ngoài chân giếng và thân giếng T = E.f; với f - hệ số masát giữa bêtông và đất. Đất cát: f = 0,5; Đất sét: f = 0,3. Tính toán tấm trần: Trong quá trình đúc và hạ giếng chìm hơi ép có các lực sau đây tác dụng lên tấm trần:

- Trọng lượng bản thân tấm trần; - Trọng lượng của khối xây thân giếng lên tấm trần (thường lấy bằng trọng lượng

khối xây có chiều cao 1,5- 2,0m). - Áp lực của khí nén tác dụng lên tấm trần Q = 1,0Fh, (h- độ sâu kể từ mực nước

đến chân giếng, F- diện tích giếng chìm hơi ép trong mặt bằng). Các tải trọng này sẽ thay đổi trong từng giai đoạn thi công. Do đó khi xác định nội

lực trong các bộ phận giếng chìm hơi ép, người ta tính cho từng giai đoạn hạ giếng để biết tổ hợp tải trọng nguy hiểm nhất xảy ra ở giai đoạn nào.

Người ta xét các trường hợp sau:

1- Giếng hạ đến độ sâu thiết kế, trong buồng giếng có áp lực toàn phần của khí nén tác dụng; chân giếng cắm sâu vào đất 0,5m.

Ở trạng thái đó người ta xác định nội lực ở chỗ ngàm chân giếng vào tấm trần khi chân giếng bị uốn về phía đất.

2- Giếng hạ đến độ sâu thiết kế, áp suất không khí trong buồng giếng giảm xuống 50%, đất ở chân giếng đã đào đi. Lúc đố giếng lún thụt xuống, gây ra nội lực lớn nhất trong mặt cắt giống như trường hợp trên nhưng lúc này chân giếng bị uốn vào phía trong buồng.

3- Giếng ở mặt đất trước khi hạ nhưng trên trần có khối xây thân giếng. Lúc đó sẽ xuất hiện mômen uốn lớn nhất ở tấm trần buồng giếng.

4- Giếng nằm ở trên giá đỡ chỉ có trọng lượng bản thân tác dụng. Lúc đó tấm trần được kiểm tra theo sự uốn bởi mô men do chân giếng gây ra.

Khi tính toán chân giếng người ta tách ra một dải rộng 1m theo chiều cao giếng để tính.

Khi tính toán tấm trần, người ta quan niệm như bản kê 4 cạnh hoặc dầm đơn giản.



3.2. Tính toán giếng chìm

a) Sơ đồ xác định bề dày thành giếng. Hình dạng và kích thước của giếng được chọn dựa theo móng được thiết kế. Để hạ được giếng xuống đất thì trọng lượng của nó phải lớn hơn ma sát giữa thành

giếng và đất.

∑=

>n

iii humP

1.. τ (4.1)

Trong đó trọng lượng P được xác định như sau: Khi hạ giếng có bơm hút nước ra P=V.γ. Khi hạ giếng mà không bơm hút nước ra

thì trọng lượng giếng sẽ giảm do nó bị tác dụng của lực đẩy nổi ácimet, lúc đó trọng lượng giếng bằng:

wP = V ( - ) γ γ

trong đó: V - Thể tích tường giếng. γ - Trọng lượng riêng của vật liệu thành giếng đã nhân với hệ số vượt tải 0,9. γw - Trọng lượng riêng của nước bằng 9.8065 kN/m3 ≈ 10KN/m3. m - Hệ số điều kiện làm việc lấy bằng 1,3 u - Chu vi của giếng hi - Chiều dày đất mà giếng xuyên qua lớp thứ i. τi - ma sát đơn vị giữa thành giếng và lớp đất thứ i. Dựa theo V ta xác định được bề dày cần thiết của tường giếng. b) Kiểm tra độ bền của tường giếng: Khi hạ xuống đất, tường giếng ở trạng thái ứng suất phức tạp dưới tác dụng của

các lực sau:

- Áp lực chủ động của đất: 2 0(45 )2a htg ϕδ γ= −

- Áp lực của nước( nếu hạ giếng có bơm hút nước): w w n = h σ γ ;

- Phản lực và lực đạp của đất dưới chân giếng. - Trọng lượng bản thân của giếng. - Ma sát giữa tường và đất. Tính toán tường giếng theo sự uốn trong mặt phẳng nằm ngang: được tính theo áp

lực của nước và đất từ phía ngoài. Khi giếng hạ đến độ sâu thiết kế, áp lực của đất được tính như áp lực chủ động lên tường chắn. Khi hạ giếng có bơm hút nước, trọng lượng trên 1m của dải chịu tải lớn nhất, liền với chân giếng có thể xác định theo công thức:

)hd)((p kwa +σ+σ= (4.2)



trong đó: 1w02

a h10);2

45(htgw

=σϕ

−σ γ= (4.3)

wσ - áp lực nước tĩnh;

h1- Khoảng cách từ mặt nước đến đáy giếng. hk- Chiều cao chân giếng. Theo áp lực p đã tìm được, ta tính momen uốn trong tường giếng và lực dọc theo

các công thức ứng với hình dạng mặt cắt ngang của giếng. Giếng hình elip (Hình 4.3a)

Hình 4.3: Mô men uốn và lực dọc tác dụng tại tiết diện thân của giếng chìm

Mômen uốn tại tiết diện a: α= 2a paM (4.4)

Mômen uốn tại tiết diện c: β−= 2c paM

Trị của các hệ số cho trong bảng 4.1 Bảng 4.1: Trị số của βα, .

Lực dọc tại tiết diện a Na = p.a (4.5) Lực dọc tại tiết diện c Nc = p.b (4.6) Giếng chữ nhật có hai cạnh thay bằng 2 nửa vòng tròn (hình 5.3b): Momen uốn

lớn nhất và lực dọc đối với các tiết diện a và c xác định theo công thức: Tại tiết diện a:

2 2 3 12.

2 12

pt n nMan

ππ

+ +=

+ ; Na=p.r (4.7)

Tại tiết diện c:

( )2C atM M pt r= − + ; cN =p.b (4.8)

a/b 1,0 0,9 0,8 0,7 0,6 0,5 0,4 0,3 α 0 0,057 0,133 0,237 0,391 0,629 1,049 1,927 β 0 0,060 0,148 0,283 0,496 0,871 1,576 3,128



ở đây: rnt

=

Khi hạ giếng, chân giếng sẽ làm việc trong điều kiện bất lợi nhất. Để tính toán chân giếng, người ta quan niệm nó như conson rộng 1m được tách ra

bởi 2 mặt phẳng thẳng đứng, ngàm vào thành giếng. Conson được tính theo sự uốn ứng với 2 trường hợp nguy hiểm nhất.

Trường hợp 1: Giếng được hạ đến độ sâu thiết kế, đất dưới chân giếng đã đào hết. Chân giếng bị

uốn vào phía trong giếng. Lúc đó trọng lượng giếng được cân bằng bởi lực ma sát xuất hiện ở mặt ngoài của giếng.

Mômen uốn tại tiết diện a-a xác định theo công thức: '

a 1 a n 1 2 K 2 3 K 3M =n (E +W )l +n G l -n T l (4.9)

Lực dọc K KN'= T -G (4.10)

ở đây: KG - Trọng lượng conson; KT - Lực ma sát tác dụng ở mặt ngoài conson.

2 0(45 )2a htg ϕσ γ= −

Hình 4.4: Sơ đồ tính côngxon trong trường hợp 1

n1 - Hệ số vượt tải của áp lực đất và nước n1 = 1,3 n2 - Hệ số vượt tải của trọng lượng thành giếng n2 = 1,1 n3 - Hệ số vượt tải của lực ma sát n3 = 0,9



Trường hợp 2:

Hình 4.5: Sơ đồ tính côngxon trong trường hợp 2

Giếng hạ xuống được một nửa độ sâu thiết kế (Hình 4.5) phía trên đã đổ bê tông đoạn giếng tiếp theo còn chân giếng cắm vào đất 1m. Trọng lượng giếng được cân bằng bởi lực ma sát, phản lực thẳng đứng của đất và phản lực của phần ngang chỗ vát xuống để tường ngoài côngson chịu tác dụng của áp lực chủ động của đất và áp lực nước, phản lực của đất nền theo phương ngang và phương thẳng đứng, lực ma sát giữa đất và mặt ngoài vách giếng.

Tải trọng thẳng đứng do trọng lượng bản thân giếng trên 1m chân giếng theo phương ngang lấy bằng:

2( )

HGpa b

=+

(4.11)

áp lực đất và nước ở độ sâu chân giếng lấy bằng:

4.2Hp n= (4.12)

n4- Hệ số vượt tải lấy bằng 0,7.

Lực ma sát trong phạm vi 2H lấy bằng:

aT = 0,5.E (4.13)

2

2 01 452 2 2a

HE tg ϕγ = −

Các ký hiệu khác giống như trên. Các phản lực nằm ngang và thẳng đứng xuất hiện khi chân giếng cắm vào đất xác

định theo công thức:



1 2R = V + V (4.14) 2. ( )cU V tg α δ= + (4.15)

2 1V = R - V (4.16)

11

21

.

2

CV RCC=

+ (4.17)

2 ( )v cC h cotg α= (4.18)

cα : Góc nghiêng của phần vát chân giếng;

δ : Góc ma sát ngoài giữa đất và bêtông tường giếng;

Lực U được coi là đặt tại cao độ 3Vh .

Các ký hiệu khác như trên hình vẽ. Mômen uốn và lực dọc tại tiết diện a-a của công son xác định theo công thức:

va-a 1 A n 1 2 K 2 2 2 5 3 K 3 2 1 4 2 K

hM =n (E +W )l +n G l +n v l +n T l -n v l -n U(h - )3

(4.19)

a-a K KN =R+T -G (4.20)

Theo trị số M,N ta tính tiết diện bê tông cốt thép của congson chịu nén lệch tâm và chọn cốt thép theo các phương pháp bê tông cốt thép.

Vách giếng chịu áp lực đất và các lực khác sẽ bị nén lệch tâm trong mặt phẳng nằm ngang theo hai phương.

Trị số max của lực ngang và momen xác định theo công thức:

2

1 1max max;

14 2n pl n plM N= = (4.21)

Khi hạ giếng, do đào đất dưới chân giếng và sự tập trung lực ma sát ở phần trên của giếng có thể xảy ra tình trạng là tại tiết diện nằm ngang x-x (hình 4.6) sẽ xuất hiện ứng suất kéo có trị số vượt quá độ bền của vật liệu tường giếng. Lực kéo tại tiết diện x-x:

X X XS = G -T (4.22a)

,X XG T - tương ứng là trọng lượng giếng và lực ma

sát ở phần giếng phía dưới tiết diện x-x. Nếu biểu đồ của lực ma sát có dạng tam giác thì lực

kéo giếng xác định theo:

2 22

( )MG t a b G GS x x x xH H H H

+= − = − (4.22b)

Trị số lớn nhất của lực kéo xác định theo:

4GS =



Điều đó ứng với: 2Hx =

Việc tính toán giếng theo lực kéo tiến hành theo công thức chịu kéo của cấu kiện bêtông cốt thép hoặc bêtông.

Khi chế tạo giếng cần kiểm tra độ bền vách đoạn giếng đầu tiên. Sự uốn của vách giếng do trọng lượng bản thân có thể làm giếng không đủ độ bền để chịu đựng.

Mômen uốn lớn nhất thường xuất hiện khi bỏ giếng ra khỏi đệm kê cố định cuối cùng.

Khi hạ giếng có thể xuất hiện ứng suất kéo đáng kể do sự chênh lệch cũng như do phần trên giếng bị ép vào đất còn phần dưới của giếng bị treo vì đào đất đi. Để tránh sự hư hỏng trong các trường hợp đó, người ta đặt cốt thép dọc chịu lực theo phương thẳng đứng, các cốt này được liên kết với nhau bằng các cốt đai ngang hoặc cốt đai lò xo. Thường cốt dọc được bố trí theo hai hàng.

Khi xác định đường kính và khối lượng các cốt thép dọc, người ta tính theo ½ trọng lượng giếng.

§4. Tính toán móng sâu ngàm vào đất

Khi tính toán móng nông ta không xét đến sức cản của nền theo mặt xung quanh móng bởi vì khi móng nông thì ảnh hưởng của nó không đáng kể. Ngược lại, đối với móng sâu thì ảnh hưởng đó lớn và ta phải xét đến.

Dưới tác dụng của lực ngang và mômen móng sẽ quay quanh trục đi qua điểm D nằm trên trục đứng của móng.

Phương pháp tính toán mà ta xét sau đây là của Zavriew, đã được đưa vào quy trình thiết kế CH200- 62 của Liên Xô cũ. Phương pháp này được xây dựng trên cơ sở các giả thuyết:

- Đất được coi là môi trường đàn hồi với hệ số nền tăng theo chiều sâu theo quy luật bậc nhất và tại mọi độ sâu tính nén của đất dưới tác dụng của áp lực ngang và thẳng đứng đều được đặc trưng bởi cùng một hệ số nền.

- Độ cứng của móng coi là lớn vô cùng so với độ cứng của đất, nghĩa là trong tính toán không kể đến biến dạng của móng.

- Dưới tác dụng của lực đứng lực ngang móng lại trượt theo mặt phẳng của nền và quay quanh một điểm nào đó gọi là tâm quay tức thời.

Sự trượt của móng sẽ bị cản lại bởi lực ma sát và sức chống của đất theo mặt nền và mặt thẳng đứng phía trước. Sự quay của móng sẽ bị cản lại bởi sức chống của đất tại mặt trước và mặt sau của nền.

Khi tính toán móng sâu ngàm vào đất người ta chia làm hai loại:

- Tuyệt đối cứng nếu : . 2,5hα ≤



- Có độ cứng hữu hạn nếu : 2,5hα >

trong đó:

15.K b

EJα = (4.23)

h- độ sâu chôn móng vào đất;

EJ - độ cứng chống uốn của móng

K - hệ số thể hiện sự thay đổi hệ số nền theo độ sâu và lấy theo bảng của quy phạm

Nếu từ đế móng trở lên đất gồm nhiều lớp thì trị số m lấy trung bình theo biểu thức:

Khi có 2 lớp:

2

1 1 1 2 12

(2 ) ( )m m

m

K h h h K h hKh

− + −= (4.24)

Khi có 3 lớp:

2

1 1 3 2 1 2 2 3 2 3 32

[2( ) ] (2 )

m

K h h h h K h h h K hKh

+ + + + += (4.25)

trong đó:

Ki - hệ số nền của lớp thứ i

hi - chiều dày mỗi lớp trong phạm vi hm: mh =2(D+1)

D - đường kính hoặc cạnh móng m

bt - bề rộng tính toán của móng mà theo đó ta xác định áp lực ngang của đất trên mặt bên của móng: tb =n(b+1)

b - hình chiều của tiết diện móng trên mặt phẳng vuông góc với mặt phẳng tác dụng của lực.

n - hệ số kể đến hình dáng của tiết diện ngang móng ở vị trí mà qua đó, móng gây áp lực ngang vào đất. Đối với móng có tiết diện tròn n=0,9;



chữ nhật n=1,0; tiết diện như hình 7 thì n=0,9d/b.

Trường hợp móng tuyệt đối cứng. Xuất phát từ các giải pháp đã nêu, ta thấy nếu do biến dạng đàn hồi của đất, móng quay đi một góc vô cùng bé, thì các mặt bên của móng cũng sẽ nghiêng một góc bằng góc quay của đế móng so với nền. Sự quay của móng sẽ xảy ra quanh một điểm gọi là tâm quay.

Ta phân ra 3 trường hợp chuyển vị khả dĩ của móng trong đất (hình 8).

Trường hợp 1: Nền chuyển vị quay về phía ngược lại hướng tác dụng của lực ngang tâm quay nằm cao hơn đế móng.

Trường hợp 2: Nền không chuyển vị, tâm quay nằm ở mặt nền tiếp xúc với đế móng.

Trường hợp 3: Nền chuyển vị theo hướng tác dụng của lực ngang, tâm quay nằm thấp hơn đế móng.

Ở trạng thái cân bằng có các lực sau đây tác dụng lên móng: ngoại lực H, N; trọng lượng bản thân của móng G, tổng hợp lực của thành phần thẳng đứng của áp lực đất theo mặt bên H1 và của nền N1.

Để xác định thành phần thẳng đứng của áp lực đất theo mặt bên và theo mặt xung quanh móng ta sử dụng mối quan hệ tuyến tính giữa chuyển vị và áp lực. Đất được coi là nền Winkler với hệ số nền tăng theo chiều sâu theo luật bậc nhất. Theo các giả thiết đó ta



tìm được biểu đồ phản lực của đất theo mặt bên của móng tuân theo luật Parabol còn biểu đồ áp lực tiếp xúc dưới đế móng tuân theo luật đường thẳng.

Theo nguyên lý độc lập tác dụng của các lực ta xét riêng chuyển vị thẳng đứng, chuyển vị ngang, góc xoay và xác định phản lực của đất tại đế móng và tại mặt xung quanh móng.

Khi móng bị chuyển vị thẳng đứng một đại lượng z thì xuất hiện phản lực phân bố đều c'z.z ( hình 9a). Tổng hợp lực của phản lực này bằng abc'z.z.

ở đây: c'z - hệ số nền theo phương thẳng đứng tại đáy móng.

Khi móng chuyển vị ngang, theo mặt bên ở phía phải xuất hiện phản lực tăng theo chiều sâu theo luật tam giác (hình 9b). áp lực phản lực ở độ sâu z kể từ mặt đất bằng

, . .xc z xh

.

Trong đó: ,xc hệ số nền theo phương ngang ở độ sâu đế móng. Tổng hợp lực của

áp lực này bằng , . . .

2xc h b x

Mô men của tổng hợp lực tương ứng với điểm B bằng

, , 2. . 2. . . .2 3 3

x xc x h c hb h x b= (4.26)

Khi móng quay quanh điểm B một góc ϕ , trên mép trái áp suất phản lực phân bố theo quy luật Parabol. Tổng hợp của áp lực này bằng:

2

, ,

0

. . . . .3

h

x z xz hc b d c bh

ϕϕ =∫ (4.27)

Mô men tổng hợp lực ứng với điểm B bằng:

, 2 , 3. . 3. . .

3 4 4x xc h c hb h bϕ ϕ

= (4.28)

Biều đồ phản lực theo đế móng có dạng tam giác với tung độ lớn nhất là 2

zc aϕ±

(hình 4.9c).



Các phương trình cân bằng có dạng:

2

2 33

1

0 ' . . . 0. ' . '0 . . 0

2 3' ' .' .0 ' . 03 12 4

z

x x

x xzB

Z N G c a b zb c h c hX H x b

bc h c hc aM Hh Na x b

ϕ

ϕ

∑ = + − = ∑ = − + =

∑ = + + − + =

(4.29)

Giải hệ phương trình này ta được các chuyển vị cần tìm

' . .z

G Nzc a b

+= (4.30)

1

3 3

2 8 [(2 3 ') 3 ]'' . . ' (3 . )'xx

zz

H h h h H Nax cc h b bc a hc

+ += +

+ (4.31)

1

3 3

12[ (2 3 ')3 ]'' (3 . )'x

zz

H h h Nacbc a hc

ϕ +=

+ (4.32)

Theo z, x, ϕ vừa tìm được ta xác định ứng suất theo đế móng và theo mặt bên:

ứng suất ở mép móng:

1max

3 3min

6[ (2 3 ') 3 ]'(3 )'x

z

G N aH h h Naacab a h bc

σ + + += ±

+ (4.33)

Cường độ phản lực theo độ sâu z kể từ mặt đất bằng:



' . ( )xz

c zg z xh

ϕ= − (4.34)

Cho gz = 0 ta có thể xác định được vị trí tâm quay và đặc điểm chuyển vị của móng trong đất:

3 3

0

1

'32 '

'3 6 . (2 3 ') 3 .'

x

z

x

z

ca hx cz h

c Nh h h ac H

ϕ

+= = +

+ −

(4.35)

ổn định của móng được đảm bảo nếu :

0

max

02

0

00

1,2.

cos

4 ;cos

z

h

Rm h

m htg zm

h

σθσϕ

σϕγ θϕ

≤

≤

≤

= =

(4.36)

trong đó: γ - Trọng lượng thể tích của đất

ϕ - Góc ma sát trong của đất

R - Cường độ tính toán của đất nền

Trường hợp móng cọc độ cứng hữu hạn: . 2.5hα >

Ta xét trường hợp của K.X.Xilin, K.X.Zavriev, G.X.Spirô. Đất được coi là môi trường biến dạng đàn hồi với hệ số nền tăng theo chiều sâu theo luật đường thẳng. Các tác giả của phương pháp này đã sử dụng lời giải của giáo sư I.V. Urban cho trường hợp tường mềm trong môi trường đàn hồi chịu lực ngang và mômen. Họ đã phát triển thêm phương pháp của Urban và có kể đến sức cản của đất theo đế móng. Theo Urban, ổn định của tường mềm trong môi trường đàn hồi được thể hiện bởi phương trình vi phân:

4

4 0d x a bx xdy h

++ = (4.37)

Ta lại có: ' ', ,0' '

, ,0x h x

x z x

C CC C

h−

= + (4.38)



4

54

.

( )

a bx zEJ

bEJ

γ

γ

+ = =

(4.39)

trong đó: z - biến số mới; ',0xC và '

,x hC - hệ số nền theo phương ngang tại mặt đất và ở độ

sâu h.

Phương trình vi phân (5.37) có thể viết:

4

4 0d x zxdz

+ = (4.40)

ở đây: a bxzEJγ+

=

Khi : x,oC' =0; .z xβ=

Trong đó : ,,5 x hC

hEJβ =

Giáo sư Urban đã tìm được nghiệm của (5.40) dưới dạng:

0 0 00 1 1 1 12 3

0 0 00 2 2 2 22 3

0 0 00 3 3 3 32 2 3

0 0 00 4 4 4 43 2 3

;

;

;

;

z

z

z

z

M Hx x A B C D

M Hx A B C D

M HM x A B C D

M HQ x A B C D

ϕβ β βϕϕ

β β β βϕ

β β β βϕ

β β β β

= + + + = + + + = + + += + + +

(4.41)

trong đó:

0x , 0ϕ - Chuyển vị ngang và góc xoay tại điểm ban đầu z = 0;

0 0,M H - Mômen uốn và lực ngang;

, , ,z z z zx M Qϕ - độ võng, góc quay, momen uốn và lực cắt ở độ sâu z;

Các hàm ảnh hưởng xác định theo công thức sau:



5 10 15

1

6 11 16

1

2 7 12 17

1

3 8 13 18

1

1 6 11.6. ...5! 10! 15!2. 7.2. 11.7.2. ...6! 11! 16!

3. 3.8 3.8.13. ...2! 7! 12! 17!

4 9.4. 14.9.4. ...3! 8! 13! 18!

z z zA

z z zB z

z z z zC

z z z zD

= − + −

= − + − = − + − = − + −

(4.42)

Để tìm trị số của A2, A3, A4 ta lần lượt lấy đạo hàm bậc nhất, bậc 2 và bậc 3 của A1. Đối với các hàm số còn lại cũng làm tương tự.

Sức cản của nền được xác định theo công thức:

Mđ = ϕ đ.C'zJn (4.43)

ở đây: Mđ - mômen tại đế móng do phản lực của nền;

ϕ đ - Góc xoay của đế móng;

Cz - Hệ số nền tại đế móng;

Jn - Momen quán tính của đế móng.

Việc tính toán được tiến hành theo trình tự sau:

Trước tiên xác định hệ số biến dạng theo công thức:

5.K d

EJα = Sau đó tìm các chuyển vị 1 2 3, ,δ δ δ xem (hình 4.10) theo các công thức

sau:



32

1 0 0

02

03 0

23

2

oMN MH HH

MN

MN MH

l l lEJlEJl lEJ

δ δ δ δ

δ δ

δ δ δ

= + + +

= + = +

(4.44)

Trị số , ,MN MH HHδ δ δ phụ thuộc vào độ sâu tính đổi của móng trong đất .z hα=

MMδ : chuyển vị xoay do M=1 gây ra ;

HHδ : chuyển vị ngang do H=1 gây ra ;

HMδ : chuyển vị ngang do M=1 gây ra ;

MHδ : chuyển vị xoay do H=1 gây ra ;

Các chuyển vị đơn vị xác định theo điều kiện biên của bài toán. Momen uốn M, lực ngang Q và áp lực tác dụng ở nơi tiếp xúc giữa đất và mặt xung quanh của móng tại độ sâu bất kỳ kể từ mặt đất được xác định theo công thức:

3 3 0 3 3

24 4 0 4 4

1 1 1 12

( ) ( )

( ) [( ) ]1 [( ) ]

z o o

z o o

oz o o

HM EJ y A B M Hl C D

Q EJ y A B M Hl C HDm Hz y A B M Hl C Dd EJ

α α ϕα

α α ϕ αϕσα α α

= − + + + = − + + + = − − + + +

(4.45)

trong đó: 0 ( )o NM HHy M Hl Hσ σ= + +

0 ( )o NM MHM Hl Hϕ σ σ= + +

A,B,C,D là các hàm ảnh hưởng, trị số của chúng tra từ các bẳng lập sẵn.

Theo các kết quả tính toán thì khi móng có tiết diện chữ nhật có độ cứng hữu hạn mà tính theo móng tuyệt đối cứng thì trị số của áp lực đất theo mặt thẳng đứng tăng lên 60% hoặc hơn nữa so với khi tính theo móng có độ cứng hữu hạn. Do vậy khi tính toán theo độ bền và ổn định cần xét đến độ cứng thực tế của móng.



§5. Móng kiểu tường trong đất

Tường trong đất là một dạng kết cấu có một phần hoặc toàn phần nằm trong đất. Tác dụng của tường trong đất là đảm bảo độ bền, độ ổn định và biến dạng dưới tác dụng của áp lực ngang do nền đất nhằm bảo vệ cho các công trình nằm bên trong, bên cạnh hoặc bên dưới đất. Trong một số trường hợp, tường trong đất còn tham gia chịu tải trọng đứng.

Tường trong đất được sử dụng rất rộng rãi trong nhiều lĩnh vực khác nhau của ngành xây dựng: Đường hầm, công trình giao thông, tầng hầm nhà cao tầng, nhà máy, đập, hệ thống thoát nước, bến cảng, gia cố nền, …

* Nguyên lý tính toán - Áp lực dưới chân tường không vượt quá cường độ nền đất phía dưới. - Tường đủ khả năng chịu lực và biến dạng - Cấu tạo hợp lý để đạt được công năng sử dụng * Sơ đồ tính toán Hiện nay, hầu hết các PP tính đều đưa sơ đồ tính về dạng thanh bằng cách cắt một

dải tường có chiều rộng 1m. Hiện nay có nhiều phần mềm, chẳng hạn Plaxis 3D, đã đưa vào mô hình 3D để xét

tính làm việc tổng thể của tường và nền đất 5.1. Thi công cọc barrette

Qui trình thi công cọc barret về cơ bản giốnh như thi công cọc khoan nhồi, chỉ khác là ở thiết bị thi công đào hố và hình dạng lồng cốt thép. Thi công cọc khoan nhồi thì dùng lưỡi khoan hình ống tròn và lồng cốt thép hình ống tròn, còn thi công cọc baret thì dùng loại gầu ngoạm hình chữ nhật và lồng cốt thép có tiết diện hình chữ nhật

Các công việc thi công cọc barret như sau: I- Đào hố cọc: Thiết bị đào hố: Có thể nói, hiện nay thiết bị đào hố cọc barét rất đa dạng. Ở nước

ngoài, mỗi tổng công ty chuyên nghiệp có thể có các loại riêng. Tuy nhiên, nói chung thì các loại gầu ngoạm để đào hố có tiết diện hình chữ nhật với cạnh ngắn từ 0,60m đến 1,50m, cạnh dài từ 2,00m đến 4,00m (phần lớn là 3,00m), còn chiều cao thì có thể từ 6,00m đến 12,00m.

Thiết bị đào có loại gầu ngoạm để đào loại đất sét và loại cát. Còn khi cần phá đá dùng loại đầu phá với những bánh xe răng cưa cỡ lớn có gắn lưỡi kim cương, một loại thiết bị của hãng Bachy Soletanche (Pháp).

Chuẩn bị hố đào: Để đảm bảo cho gầu đào đúng vị trí và xuống thẳng, cần phải làm như sau:

o Đào bằng tay một hố có tiết diện đúng bằng kích thước tiết diện cọc barét và sâu khoảng 0,80m đến 1,00m.



o Đặt vào hố đào nói trên một khung cữ bằng thép chế tạo sẵn. o Nếu không có khung cữ bằng thép chế tạo sẵn, thì có thể đổ bằng bê tông hoặc

xây bằng gạch tốt với xi măng mác cao. Sau khi đổ bê tông cọc xong thì bỏ khung cữ bằng sắt ở miệng hố ra hoặc đập

phần bê tông hoặc gạch xây cữ định hướng này đi (lớp bê tông dày khoảng 14cm, hoặc lớp gạch dày khoảng 20m). Cần chú ý thêm rằng để đảm bảo kĩ thuật, thì phải có công nhân điều khiển thiết bị thành thạo và tay nghề cao.

Chế tạo dung dịch bentonite (bùn khoan): Dung dịch bentonite dùng để giữ cho thành hố đào của cọc barét không bị sạt lở.

Bentonite bột được chế tạo sẵn trong nhà máy, thường đóng thành từng bao 50kg (giống như bao xi măng). Hiện nay nước ta phải nhập bentonite từ nước ngoài, chủ yếu từ Đức do công ty ERBSLOH chế tạo. Tuỳ theo yêu cầu kĩ thuật khoan, đào và tính chất địa tầng, mà hoà tan từ 20kg đến 50kg bột bentonite vào 1 mét khối nước.

Một dung dịch mới, trước lúc sử dụng phải có các đặc tính sau đây: o Dung trọng nằm trong khoảng từ 1,01 đến 1,05 (trừ trường hợp loại bùn sét đặc

biệt, có thể có dung trọng đến 1,15). o Độ nhớt Marsh > 35 giây. o Độ tách nước dưới 30 cm khối. o Hàm lượng cát bằng 0. o Đường kính hạt dưới 3mm. Sử dụng và xử lý dung dịch bentonite (bùn khoan): Quá trình chế tạo, sử dụng, thu

hồi, xử lí và tái tạo sử dụng dung dịch bentonite (dung dịch khoan, bùn khoan) được thực hiện như sau:

o Chế tạo dung dịch bentonite mới gồm: o Các bao bentonite mới gồm: Các bao bentonite bột được chứa trong kho (bao) hoặc trong silô (bột). Chế tạo dung dịch bentonite: + Có thể dùng phễu trộn đơn giản. + Có thể dùng máy trộn. Thường trộn 20kg đến 50kg bột bentonite với 1 mét khối nước (tuỳ theo yêu cầu

của thiết kế). Ngoài ra, theo yêu cầu kĩ thuật cụ thể, mà có thể cho thêm vào dung dịch một số chất phụ gia mục đích làm cho nó nặng thêm, khắc phục khả năng vón cục của bột bentonite, tăng thêm độ sệt hoặc ngược lại giảm độ sệt bằng cách chuyển nó thành thể lỏng, chống lại sự nhiễm bẩn của nó bởi xi măng hoặc thạch cao, giảm độ pH của nó hoặc tăng lên, giảm tính tách nước của nó, v.v…

Sau đó đổ dung dịch khoan mới được chứa vào bể chứa bằng thép, bể chứa xây gạch, bể chứa bằng cao su có khung thép hoặc bằng silô (tuỳ từng điều kiện cụ thể mà sử dụng loại bể chứa nào).



Sử dụng dung dịch bentonite một cách tuần hoàn. Trong khi khoan hoặc đào hố phải luôn luôn đổ đầy dung dịch khoan trong hố. Dung dịch khoan này là dung dịch mới. Gầu đào xuống sâu đến đâu thì phải bổ xung ngay dung dịch khoan cho đầy hố. Trong khi đào dung dịch khoan bentonite bị nhiễm bẩn (do đất, cát) làm giảm khả năng giữ ổn định thành hố, do đó phải thay thế. Để làm việc đó, phải hút bùn bẩn từ hố khoan, đào lên để đưa về trạm xử lí. Có thể dòng loại bơm chìm đặt ở đáy hố đào hoặc bơm hút có màng lọc để ở trên mặt đất.

Dung dịch khoan được đưa về trạm xử lí. Các tạp chất bị khử đi, còn lại là dung dịch khoan như mới để tái xử dụng.

Dung dịch sau khi được xử lí phải có các đặc tính sau đây: o Dung trọng dưới 1,2 (trừ loại dung dịch nặng đặc biệt). o Độ nhớt Marsh nằm giữa 35 và 40 giây. o Độ tách nước dưới 40 cm khối. o Hàm lượng cát tối đa 5%. Đào hố cọc barét bằng gầu ngoạm: Dùng loại kích thước gầu đào thích hợp để đảm bảo được kích thước hố đào đúng

với kích thước cọc barét theo thiết kế. Gầu đào phải thả đúng cữ định hướng đặt sẵn. Hố đào phải đảm bảo đúng vị trí và thẳng đứng. Hiện nay đã có thiết bị kiểm tra kích thước hình học và độ thẳng đứng của hố khoan, hố đào (ví dụ tại Viện Khoa học công nghệ và Giao thông vận tải). Trong lúc đào, phải cung cấp thường xuyên dung dịch bentonite (bùn khoan) mới, tốt vào đầy hố đào. Mặt khác, mức cao của dung dịch bentonite trong hố đào bao giờ cũng phải cao hơn mực nước ngầm ngoài hố đào tối thiểu 2,00m. Dung dịch bentonite được tuần hoàn và xử lí để trong hố đào thường xuyên có dung dịch bentonite tốt, sạch, mới. Phải đảm bảo cho kích thước hình học (tiết diện và chiều sâu) hố đào đúng thiết kế và không bị sạt lở thành hố. Muốn vậy, phải đảm bảo cho dung dịch bentonite thu hồi chỉ chứa cặn lắng đất cát dưới 5%. Đồng thời cũng có thể kiểm tra độ thẳng đứng và hiện tượng sạt lở hố đào thường xuyên một cách đoưn giản bằng dây dọi với đầu dây là quả dọi đủ nặng.

Khi đào đến độ sâu thiết kế, phải tiến hành thổi rửa bằng nước có áp để làm sạch đáy hố. Có thể dùng loại bơm chìm để hút cặn lắng bằng đất cát nhỏ lên. Còn cát to, cuội sỏi, đá vụn thì dùng gầu ngoạm vét sạch rồi đưa lên. Lượng cặn lắng thường rất khó vét sạch được hoàn toàn, do đó trong thực tế có thể cho phép chiều dày lớp cặn lắng dưới đáy hố đào nhỏ thua 10cm.

Để kiểm tra chiều dày lớp cặn lắng có thể dùng dây dọi với quả nặng đủ để người đo có thể cảm nhận được hoặc dùng thiết bị đo bằng phương pháp chênh lệch điện trở kiểu CZ.IIB do Trung Quốc mới chế tạo.

Chú ý là việc thổi rửa đáy hố đào rất quan trọng và hết sức hết sức cẩn thận. Do đó phải sử dụng thiết bị chuyên dụng, thích hợp và người thực hiện phải có tay nghề thành thạo, có kinh nghiệm và có tinh thần trách nhiệm. Đảm bảo được đáy hố càng sạch thì sức chịu tải của cọc càng tốt.



Sau khi đào xong hố cọc barét, phải kiểm tra lại lần cuối cùng kích thước hình học của nó. Kích thước cạnh ngắn của tiết diện chỉ được phép sai số ± 5cm, kích thước cạnh dài của tiết diện chỉ được phép sai số ± 10cm, chiều sâu hố chỉ được phép sai số trong khoảng ± 10cm và độ nghiêng của hố theo cạnh ngắn chỉ được sai số trong khoảng 1% so với chiều sâu hố đào.

II- Chế tạo lồng cốt thép và thả vào hố đào cho cọc barét: Sai số cho phép về kích thước hình học của lồng cốt thép như sau: Cự li giữa các cốt thép dọc: ±1mm; Cự li giữa các cốt thép đai: ±2mm; Kích thước cạnh ngắn tiết diện: ±5mm; Kích thước cạnh dài tiết diện: ±10mm; Độ dài tổng cộng của lồng cốt thép: ±50mm. Chiều dài của mỗi đoạn lồng thép, tuỳ theo khả năng của cẩu, thường dài từ 6m

đến 12m. Ngoài việc phải tổ hợp lồng cốt thép như thiết kế, tuỳ tình hình thực tế, nếu cần, còn có thể tăng cường các thép đai chéo (có đường kính lớn hơn cốt đai) để gông lồng cốt thép thép lại cho chắc chắn, không bị xộc xệch khi vận chuyển.

Khi thả từng đoạn lồng cốt thép vào hố đào sẵn cho cọc barét, phải căn chỉnh cho chính xác, phải thẳng đứng và không được va chạm vào thành hố đào.

Nối các đoạn lồng cốt thép với nhau khi thả xong từng đoạn có thể dùng phương pháp buộc (nếu cọc chỉ chịu nén) và dung phương pháp hàn điện (nếu cọc chịu cả lực nén, lực uốn và lực nhổ).

Chú ý: Khi thả từng đoạn lồng cốt thép xuống hố đào, phải có các thanh thép định hình đủ

khoẻ ngáng giữ vào miệng hố để nó khỏi rơi xuống hố. Trong trường hợp đỉnh của lồng cốt thép nằm dưới mặt đất, hoặc nằm dưới mức

của dung dịch betonite, thì phải có dấu hiệu để biết được vị trí của lồng cốt thép. III- Đổ cọc bêtông barét: Sau khi vét sạch đáy hố (dung dịch bentonite), trong khoảng thời gian không quá 3

giờ, phải tiến hành đổ bêtông. Đổ bêtông bằng phương pháp vữa dây hay còn gọi là đổ bêtông trong nước.

Cấp phối bêtông thông thường như sau: Dùng cốt liệu nhỏ (1 x 2cm hoặc 2 x 3cm) bằng sỏi hay đá dăm; cát vàng khoang 45%, tỉ lệ nước trên ximăng khoảng 50%; dùng lượng xi măng PC30 khoảng 370 đến 400kg cho mỗi mét khối bê tông. Độ sụt của bêtông trong khoảng từ 13 đến 18cm.

Có thể dùng thêm phụ gia nhưng phải thận trọng. Trước khi đổ bêtông phải lập đường cong đổ bê tông cho một cọc barét, theo từng

ô tô bêtông một. Một đường cong đổ bêtông có ít nhất 5 điểm phân bố đều đặn trên chiều dài cọc.



Đổ bêtông bằng phễu hoặc máng nghiêng nối với ống dẫn. Ống dẫn làm bằng kim loại, có đường kính trong lớn hơn 4 lần đường kính của cốt liệu hạt và thường lớn hơn hay bằng 120mm. Ống dẫn được tổ hợp bằng các loại ống có chiều dài khoảng 2 đến 3m, được nối với nhau rất khít bằng ren, nhưng đồng thời dễ tháo lắp.

Trước khi đổ bêtông vào phễu hay máng nghiêng, phải có nút tạm (bằng vữa ximăng cát ướt) ở đầu ống dẫn. Khi bêtông đã đầy ắp phễu, trong lượng bêtông sẽ đẩy nút vữa xuống để dòng bêtông chảy liên tục xuống hố cọc. Làm như vậy để tránh cho bêtông bị phân tầng.

Ống đổ bêtông có chiều dài toàn bộ bằng chiều dài cọc. Trước lúc đổ bêtông nó chạm đáy, sau đó được nâng lên khoảng 15cm để dòng bêtông (sau khi bỏ nút tạm) chảy liên tục xuống đáy hố cọc và dâng dần lên trên.

Khi bêtông từ dưới đáy hố dâng lên dần dần, thì cũng rút ống dẫn bêtông dần dần lên, nhưng phải luôn đảm bảo cho ống dẫn ngập trong bêtông tươi một đoạn từ 2 đến 3m. Làm như vậy để bêtông không bị phân tầng và sau khi ninh kết xong thì bêtông không bị khuyết tật.

Tốc độ đổ bêtông không được chậm quá hay nhanh quá, tốc độ hợp lí nhất là 0,60 mét khối/phút.

Không nên bắt đầu đổ bêtông vào ban đêm mà nên bắt đầu đổ bê tông cho mỗi cọc vào buổi sáng sớm. Phải đổ liên tục không được nghỉ cho xong từng cọc trong một ngày.

Phải thường xuyên theo dõi ghi chép mức cao của mặt bêtông tươi dâng lên sau mỗi xe ô tô (mích) đổ bê tông vào hố cọc.

Phải tính được khối lượng bêtông cần thiết để đổ xong cho mỗi cọc; như vậy có thể chủ động được trong việc chuẩn bị số xe bêtông cần thiết một cách hợp lí, đầy đủ và kịp thời.

Khối lượng bêtông thực tế thường nhiều hơn khối lượng bêtông tính toán (theo kích thước hình học của hố đào cho cọc) là khoảng từ 5% đến 20%. Nếu quá 20% thì phải báo cho thiết kế kiểm tra lại.

Một số điều cần chú ý thêm về quá trình đổ bêtông cọc barét: Khi đổ bê tông đến vài ba mét đỉnh cọc thì đầu ống dẫn bêtông chỉ cần ngập trong

bê tông tươi khoảng 1m. Nên đổ bê tông cao hơn mức đỉnh cọc lí thuyết khoảng 5cm. Khi rút ống dẫn ra

khỏi cọc phải nhẹ nhàng, từ từ để tránh cho bêtông bị xáo trộn. Phải đảm bảo cho lớp bêtông bảo vệ cốt thép dày hơn hay tối thiểu là 7cm. Chỉ được đào hố cọc bên cạnh hố đang đổ bêtông cọc với điều kiện: + Khoảng cách giữa hai mép cạnh cọc barét lớn hơn hay bằng 2b (trong đó b là

cạnh ngắn của tiết diện cọc). + Bêtông ở cọc đã đổ xong trên 6 tiếng đồng hồ (vì sau 6 giờ thì bêtông cọc mới

đủ độ cứng cần thiết).



Chiều cao giới hạn để cắt đầu cọc (đoạn bêtông xấu để lòi cốt thép cấu tạo vào đài cọc) tính từ giữa mặt phẳng đầu cọc theo lí thuyết và đầu cọc lúc kết thúc là:

+ 0,3 (Z + 1), khi độ cao lí thuyết của mặt phẳng đầu cọc nằm ở chiều sâu Z (m) dưới mặt sàn công tác, nhỏ hơn 5m.

+ Bằng 0,8m khi độ cao lí thuyết của mặt phẳng đầu cọc nằm ở chiều sâu dưới mặt sàn công tác, lớn hơn 5m. Chiều cao tối thiểu để cắt đầu cọc được xác định bởi người thi công sao cho bêtông ở đầu cọc thực tế là tốt.

- Khi đào hố thi công cọc và lúc đổ bêtông cọc phải chú ý không được thực hiện khi trong chiều sâu của cọc có dòng nước ngầm đang chảy vì nó sẽ làm sụt lở thành hố và hỏng bêtông. Trong trường hợp này phải báo cho tư vấn thiết kế để xử lí. Có thể xử lí bằng cách hạ ống vách bằng thép.

Kiểm tra chất lượng bêtông cọc barét: Quy trình đảm bảo chất lượng thi công cọc barét, cũng giống như cọc khoan nhồi,

thực hiện theo TCXD 206 : 1988 - Cọc khoan nhồi - yêu cầu về chất lượng thi công. Khi bêtông đã ninh kết xong (sau 28 ngày) thì kiểm tra chất lượng bằng phương pháp không phá huỷ.

Có nhiều phương pháp để kiểm tra chất lượng bêtông cọc. Phương pháp phổ biến nhất và đảm bảo độ tin cậy hơn cả - phương pháp siêu âm truyền qua. Nhờ phương pháp siêu âm truyền qua, người ta đã phát hiện được các khuyết tật của bêtông trong thân cọc một cách tương đối chính xác.

Nguyên lí cấu tạo thiết bị kiểm tra siêu âm truyền qua: Thiết bị kiểm tra chất lượng bêtông cọc nhồi, cọc barét, tường trong đất, v.v…

theo phương pháp siêu âm truyền qua có sơ đồ cấu tạo như sau: - Một đầu đo phát sóng dao động đàn hồi (xung siêu âm) có tần số truyền sóng từ

20 đến 100kHz; - Một đầu đo thu sóng: Đầu phát và đầu thu được điều khiển lên xuống đồng thời

nhờ hệ thống cáp tời điện và nằm trong hai ống đựng đầy nước sạch. - Một thiết bị điều khiển các dây cáp được nối với các đầu đo cho phép tự động đo

chiều sâu hạ đầu đo; - Một bộ thiết bị điện tử để ghi nhận và điều chỉnh tín hiệu thu được; - Một hệ thống hiển thị tín hiệu; - Một hệ thống ghi nhận và biến đổi tín hiệu thành những đại lượng vật lí đo được; - Cơ cấu định tâm cho hai đầu đo trong ống đo. Phương pháp kiểm tra Các bước tiến hành như sau: Phát xung siêu âm từ một đầu đo đặt trong ống đo đựng đầy nước sạch và truyền

qua bêtông cọc Thu sóng siêu âm ở một đầu đo thứ 2 đặt trong ống đo khác cũng chứa đầy nước

sạch, ở cùng mức độ với đầu phát



Đo thời gian truyền sóng giữa hai đầu đo trên suốt chiều dài của ống đặt sẵn, từ đầu cọc đến chân cọc

Ghi sự biến thiên của tín hiệu thu được Nhờ sóng siêu âm truyền qua mà thiết bị có thể ghi lại ngay tình hình truyền sóng

qua bê tông của cọc và các khuyết tật của bê tông cọc 5.2. Thi công tường trong đất

Thi công tường trong đất thực chất là thi công các baret, được nối liền nhau qua các gioăng chống thấm để tạo thành một bức tường trong đất bằng bê tông cốt thép

Về cơ bản thi công tường trong đất cũng giống như thi công cọc barret. Trình tự thi công tường trong đất bằng phương pháp đổ bê tông tại chỗ được thực hiện như sau: • Đào hố cho panen (barret) đầu tiên

Bước 1 : Dùng gầu đào thích hợp đào một phần hố đến chiều sâu thiết kế . Chú ý đào đến đâu, phải cung cấp kịp thời dung dịch bentonite đến đó, cho đầy hố đào, để gĩư cho thành hố đào khỏi bị sụt lở

Bước 2 ; Đào phần hố bên cạnh, cách phần hố đầu tiên một giải đất. Làm như vậy để khi cung cấp dung dịch bentonite vào hố sẽ không làm lở thành hố cũ

Đào nốt phần đất còn lại (đào trong dung dịch bentonite) để hoàn thành một hố cho panel đầu tiên theo thiết kế • Hạ lồng cốt thép,đặt gioăng chống thấm và đổ bê tông cho panel barret đầu tiên

Các bước thực hiện như sau: Bước 4 : Hạ lồng cốt thép vào hố đào sẵn, trong dung dịch bentonite . Sau đó đặt

gioăng chống thấm CWS vào vị trí Bước 5 : Đổ bê tông theo phương pháp vữa dâng, thu hồi dung dịch bentonite về

trạm xử lí Bước 6 : Hoàn thành đổ bê tông cho toàn bộ panel thứ nhất Đào hố cho panel barret tiếp theo và tháo toàn bộ gá lắp gioăng chống thấm Các bước thực hiện như sau: Bước 7 : Đào một phần hố sâu đến cốt thiết kế đáy Panel (Đào trong dung dịch

bentonite). Chú ý đào cách panel đầu tiên một dải đất Bước 8 : Đào tiếp đến sát Panel số 1 Bước 9 : Gỡ bộ gá lắp gioăng chống thấm bằng gầu đào khỏi cạnh của panel số 1,

nhưng gioăng chống thấm CWS vẫn nằm tại chỗ tiếp giáp giữa 2 panel • Hạ lồng cốt thép,đặt gioăng chống thấm và đổ bê tông cho panel barret thứ hai

Bước 10 : Hạ lồng cốt thép xuống hố đào chứa đầy dung dịch bentonite . Sau đó đặt bộ gá lắp với gioăng chống thấm CWS vào vị trí

Bước 11: Đổ bê tông theo phương pháp vữa dâng như panel số 1



Bước 12 : Tiếp tục đào hố cho panel thư 3 ở phía bên kia của panel số 1. Thực hiện việc hạ lồng cốt thép, đặt bộ gá lắp cùng gioăng chống thấm và đổ bê tông cho panel thứ 3 giống như đã thực hiện cho các panel trước • Tiếp tục tiến hành theo qui trình thi công như vậy để hoàn thành toàn bộ bức tường

trong đất theo thiết kế Kiểm tra chất lượng bê tông dùng phương pháp siêu âm giống như kiểm tra cọc

barret Ngoài ra còn kiểm tra chất lượng chống thấm nước qua tường.



CHƯƠNG VI: MÓNG MÁY CHỊU TẢI TRỌNG ĐỘNG

§1. Khái niệm

Móng dưới các công trình thông thường chủ yếu chịu tải trọng tĩnh: các tải trọng có trị số và phương tác dụng không thay đổi hoặc thay đổi rất chậm nên không gây ra lực quán tính.

Móng dưới các máy thường chịu tải trọng động: các tải trọng có trị số và phương tác dụng thay đổi rất nhanh nên gây ra lực quán tính trong bản thân máy và kết cấu móng. Các lực động thường gọi là các lực kích thích làm cho móng và máy bị dao động gây ra ảnh hưởng đến các kết cấu xung quanh (ảnh hưởng đến các hoạt động sản xuất và sức khoẻ con người ...).

Vì vậy việc thiết kế móng máy có những nét khác biệt cơ bản so với móng của các công trình hay kết cấu chịu tải trọng tĩnh. Cần áp dụng các phương pháp khoa học để giảm ảnh hưởng của dao động.

Phân loại máy có tải trọng động: có nhiều loại máy khác nhau về công dụng, nguyên tắc cấu tạo và công suất, kích thước. Khi thiết kế và thi công móng máy dựa vào cường độ, hình dạng và đặc tính tần số của lực kích thích do máy tác dụng lên móng để phân loại (bảng V – 1, nền và móng - HVKTQS).

* Theo cường độ: + Máy có lực quán tính P đáng kể so với trọng lượng máy → phải tính toán móng

máy chịu tải trọng động. + Máy có lực quán tính P nhỏ so với trọng lượng máy → bỏ qua tải trọng động và

thiết kế bình thường (trừ yêu cầu đặc biệt cụ thể). * Theo đặc tính tần số của lực kích thích: + Máy hoạt động theo chu kỳ: lực kích thích biến đổi có chu kỳ

- Máy quay đều (lực kích thích biến đổi hình sin) - Quay đều kết hợp tịnh tiến - Máy tịnh tiến qua lại

+ Máy hoạt động không theo chu kỳ: va đập riêng rẽ; quay không đều hoặc chuyển động tịnh tiến không đều.



§2. Cấu tạo móng máy

Móng máy thường cấu tạo theo hai kiểu chính : móng khối và móng khung.

2.1. Móng máy kiểu khối Móng khối là một tảng hay tấm toàn khối có cấu tạo chi tiết để lắp đặt và neo thiết

bị máy móc.

- Đặc điểm: Móng khối có cường độ và độ cứng lớn nên khi tính toán có thể bỏ

qua biến dạng và coi như vật cứng tuyệt đối. - Phạm vi áp dụng: dùng được cho các loại máy, đặc biệt là các máy có cơ cấu tay

quay - thanh truyền; búa máy, máy dập. - Cấu tạo: + Khối đặc + Tầng hầm với khối đặc ở trên + Móng có tầng hầm với kết cấu tường chịu lực giằng bằng các xà cứng. - Vật liệu: bê tông cốt thép, bê tông không cốt thép (máy có công suất nhỏ) bê tông

mác 200 ÷ 300 (dùng cốt liệu to: đá 4 × 6, đá ba, đá hộc)



+ Thép đặt theo tính toán hoặc cấu tạo: Khi thể tích khối móng V < 40m3 thì đặt thép ở chu vi các lỗ khoét, chỗ làm tường ... dùng thép AII ÷ AIII φ8 ÷ φ12; a = 150 ÷ 200 mm. Khi V > 40m3 ngoài thép trên cần bố trí thép ở các mặt xung quanh (lưới thép φ12 ÷ φ16; a =150 ÷ 200 mm).

Với móng kiểu tường: lưới thép biên dùng φ 12 ÷ φ 18; a =300 ÷ 400

2.2. Móng máy biểu khung Móng cấu tạo dạng khung không gian gồm các cột ngàm vào tấm đáy hay móng

băng, phía trên các cột là hệ thống xà dọc, xà ngang tạo mặt bằng để lắp máy. - Vật liệu: chủ yếu là bê tông cốt thép, có thể là khung kim loại trên tấm bê tông

cốt thép; bê tông có mác 150 ÷ 200, tại tiết diện chịu lực hay vị trí bị giảm yếu thường dùng bê tông mác 300.

- Cốt thép: bố trí theo tính toán, ngoài ra cần bố trí các lưới thép chống nứt: chỗ liên kết cột – dầm, lỗ hổng, bản đáy. Cốt thép phải có móc neo hoặc thiết kế đủ chiều dài neo ( neo ).

2.3. Móng lắp ghép

Có thể dùng móng lắp ghép hoặc vừa lắp ghép vừa đổ tại chỗ. Đây là vấn đề mới và chưa có qui phạm thiết kế ổn định.

2.4. Cấu tạo bu lông neo và hố lõm Có nhiều loại bu lông nhưng thực tế có thể phân thành hai nhóm: bu lông ngàm

chết và bu lông ngàm mắc. - Bu lông ngàm chết: bu lông được chôn cố định trong móng máy. Nếu máy nhỏ

cho phép đặt bu lông ngay khi đổ bê tông móng. Các trường hợp khác khi đổ bê tông chừa lỗ đặt bu lông rồi sau đó lấp đầy bằng vữa xi măng (hình …).



- Bu lông ngàm mắc: bu lông có thể tháo lắp được nhờ bản thép ngàm trong móng. Bản thép này có lỗ thủng hình chữ nhật đuôi bu lông cũng có dạng hình chữ nhật luồn qua lỗ rồi xoay đi một góc 900 đến hai mấu có sẵn. Phía trên và dưới bản thép ngàm thường là hộp thép được hàn với bản thép ngàm.



§3. Những yêu cầu cơ bản đối với thiết kế móng máy

- Về cấu tạo: cần cố gắng sao cho trọng tâm chung của móng và đáy cùng nằm trên một đường thẳng đứng. Độ lệch tâm không được lớn hơn 3% so với kích thước cạnh móng khi Rđn nhỏ hơn 1,5 kG/cm2; không vượt quá 5% khi đất có sức chịu tải lớn hơn 1,5 kG/cm2.

- Khi thiết kế móng máy phải thoả mãn các yêu cầu cơ bản: + Bền vững ổn định và có khả năng chịu lực tốt + Không cho phép có những độ lún và biến dạng ảnh hưởng đến sự hoạt động bình

thường của máy. + Không cho phép xuất hiện những chấn động mạnh làm cản trở sự hoạt động của

máy và người điều khiển. Cụ thể: P ≤ [ R ] (1)

S ≤ [ S ] (2) ∆S ≤ [∆S ] (3) A ≤ [A ] (4)

trong đó: P – ứng suất dưới đế móng [ R ] – sức chịu tải của nền đất dưới đáy móng S, ∆S - độ lún và độ lún lệch của móng ∆S ≤ [∆S ] - độ lún và độ lún lệch cho phép của móng A ≤ [A ] – biên độ dao động tải trọng và cho phép của móng

Xuất phát từ đặc điểm của móng máy và khả năng thực tiễn nên thường chỉ cần kiểm tra điều kiện (1) và (4) đối với móng máy. Khi kiểm tra cường độ chịu tải của nền đất dưới đáy của móng máy cần chú ý nhân với hệ số giảm yếu của sức chịu tải của nền do tải trọng tác dụng là tải trọng động.

(Bảng V - 4 - NM - HVKTQS : α = 0,4 ÷ 1,0)

§4. Tính toán móng máy về phương diện dao động

Để tính toán chính xác dao động của móng máy ta phải giải bài toán tương tác động lực học của kết cấu với nền biến dạng. Tuy nhiên trong nhiều trường hợp có thể đơn giản hoá để tính toán theo bài toán dao động của vật rắn trên nền đàn hồi. Trong phần này chỉ giới thiệu phương pháp tính cho móng máy kiểu khối đơn giản, đối với các dạng móng máy phức tạp có thể tham khảo cách tính toán chi tiết trong tài liệu (Design of structures and foundations for vibrating machines của Suesh Arya).



4.1. Tính toán động lực học móng máy theo bài toán dao động của vật rắn trên nền đàn hồi.

4.1.1. Các giả thiết cơ bản: - Móng là tuyệt đối cứng; - Nền đất là môi trường đàn hồi không có trọng lượng, tính chất biến dạng của nền

được đặc trưng bằng hệ số nền Winkler. 4.1.2. Dao động tự do của móng

Phân tích dao động của móng thành 3 dạng độc lập theo 3 trục quán tính và khảo sát riêng từng thành phần.

- Dao động thẳng đứng - Dao động ngang và quay trong các mặt phẳng x0z và y0z - Dao động quay quanh trục 0z

• Dao động tự do theo phương đứng Phương trình dao động tự do theo phương thẳng đứng: Rz + m . z = 0 Rz - phản lực nền theo phương z. m, z - khối lượng và gia tốc chuyển động của móng theo phương của Z Rz = F . δz

với: F - diện tích đáy móng; δz - phản lực đơn vị theo phương z tại đáy móng. δz = Cz . z Đặt Kz = F . Cz → Rz = Kz . z Viết lại phương trình vi phân dao động m.z + Kz . z = 0 Đặt λ2 = Kz/m → z + λ2 . z = 0 Phương trình vi phân thuần nhất này có 2 nghiệm riêng là Z1 = A . sinλz . t Z1 = B . cosλz . t Nghiệm tổng quát của phương trình là Z = A sinλz . t + B cosλz . t Đây là dao động điều hoà với tần số vòng λz trong 2π giây.

+ Tần số dao động trong một phút : m

K30260

n zz

fz π

λπ

==

+ Tần số dao động trong một phút : m

K

21

2n zzs

z ππλ

==



+ Chu kỳ dao động z

z2

Tλπ

=

Để xác định A, B ta dựa vào điều kiện ban đầu: Tại t = 0 có Z0 và 0Z

→ B = Z0 và z

0ZA λ

=

Phương trình dao động tự do theo phương thẳng đứng của móng

tcoxZtZ

Z z0zz

0 λλλ

+= sin

Hay ( )δλ += tAZ zz sin

2z

202

0zZ

ZAλ

+= - biên độ dao động

δ - là độ lệch pha của dao động: z0

0

Z

Ztg λδ

=

* Xét đến ảnh hưởng sức cản của nền theo phương pháp gần đúng của Pavlynk: sức cản của nền tỉ lệ thuận với vận tốc dao động.

( ) ( )ZZKZZCFFR zzzz .... φφδ +=+==

Phương trình vi phân dao động có dạng

0ZZZ 2z

2z =++ .. λλφ

Nghiệm tổng quát

t2

zz

2z

z0zz

0

2z

et2

ZtZ

Zλφ

λλ

φλλλλ

−⋅

′

′+′+′

′= sincossin

Với 2

zzz 2

1

−=′ λφ

λλ

• Dao động ngang và quay tự do (trong mặt phẳng x0z) + Với dao động ngang 0Rxm x =+

+ Với dao động quay 0R0 =+ ϕϕθ .

trong đó : m - khối lượng của móng θ0 - mô men quán tính của khối lượng móng lấy với trục 0x qua trọng tâm móng và

vuông góc với mặt phẳng dao động.



x, ϕ - chuyển vị ngang và quay của móng tại thời điểm t Rx - tổng phản lực ngang của nền theo phương ngang x Rq - tổng mô men ngoại lực lấy với trục 0y gồm mô men do phản lực nền và do trọng

lượng của móng gây ra do lệch tâm khi quay. Rx = F . τx ∫ ++=

F00xz hQhFdFxR ϕτδϕ ......

trong đó : F - diện tích đáy móng τx - phản lực trượt đơn vị của nền ở đáy móng tại tiếp điểm khảo sát δz - phản lực kéo và nén đơn vị của nền tại đáy móng h0 - kết cấu từ trọng tâm móng tới đáy móng Q - trọng lượng móng Theo mô hình nền Winkler ta có: δz = Cϕ . z1 τz = Cx .x1 Với Cϕ, Cx - hệ số nền khi nén không đều và khi trượt z1, x1 - chuyển vị đứng và ngang tại điểm đáy móng; do móng cứng tuyệt đối nên ta có: ϕ.01 hxx −= ; ϕ.11 xz =

( ) ( )ϕϕ ... 0x0xx hxKhxCFR −=−=→

xx C.FK =

Do JCdFxCdFxCF

21

F

21 ...... ϕϕϕ ϕϕϕ ∫∫ ==

Nên đặt Kϕ = J . ϕ → ( ) ϕϕϕϕ .. 00xq hQhxKKR +−+=

Viết lại phương trình vi phân dao động:

( )

( )

=+−++=−+

0hQhxKK

0hxKxm

00x0

0x

ϕϕϕϕθϕ

ϕ ..

Đặt ( ) c02x2

x hQKmK θλλ ϕϕ .; ==

200cc0 mh+== θθθθγ ;

θc – mô men quán tính của khối lượng móng lấy với trục đi qua trọng tâm đáy móng và song song với 0y.



→ Hệ phương trình vi phân dao động được viết lại:

( )[ ] ( )

=−−−++

=−+

0hx

11

0hxx

0

2x

2

02x

2x

γλϕγλϕγ

ϕλλ

ϕ

.

.

Nghiệm riêng của hệ có dạng ( )δλ += tAx sin

( )δλϕ += tB sin

Với A, B, δ, λ - là các hằng số Đưa nghiệm riêng vào phương trình vi phân dao động và giảm ước ( )δλ +tsin ta

được hệ phương trình bậc 2 với ẩn số là λ. Hệ phương trình bậc hai này chỉ có nghiệm khác 0 khi định thức = 0 từ đó giải ra được λ : (λ1 – tần số dao động quay, λ2 – tần số dao động ngang)

( )

−+±+= 22

x222

x22

x21 421

ϕϕϕ λλγλλλλγ

λ ,

Các nghiệm riêng độc lập tuyến tính của phương trình có dạng (2) với các hằng số A và B liên hệ với nhau theo biểu thức:

A1h1

B22

21

0

⋅

−=

λλ

Nghiệm tổng quát

( ) ( )

( ) ( )

+

−++

−=

+++=

2122x

22

01112

x

21

0

212111

tA1h1

tA1h1

tAtAx

δλλλ

δλλλ

ϕ

δλδλ

sinsin

sinsin

Các hắng số A1, A2, δ1, δ2- xác định từ điều kiện ban đầu • Dao động quay tự do quanh trục oz

Phương trình vi phân dao động Với 0R =+ ψψθ .

θ - mô men quán tính của khối lượng móng so với trục oz Ψ - góc lệch của móng so với vị trí cân bằng khi dao động RΨ - mô men của phản lực nền lấy với trục oz

ψψψ .KR =

zJCK .ψψ =

CΨ - hệ số nền khi trượt không đều



Jz – mô men quán tính độc cực của mặt đáy móng

Đặt θλ ψψ K2 = ta có

02 =+ ψλψ ψ .

Tương tự như với dao động tự do theo phương đứng ta có: tBtA 33 ψψ λλψ cossin +=

A3, B3, - xác định từ điều kiện ban đầu λψ - tần số góc của dao động tự do quay quanh 0z

4.1.3. Dao động cưỡng bức của móng khi tải trọng tác dụng theo chu kỳ • Dao động thẳng đứng (theo trục 0z)

+ Ngoại lực tác động : tPP 0zz ωsin.=

+ Phương trình vi phân dao động (không có cản)

tPZKzm 0zz ωsin.. =+

+ Nghiệm riêng: tAZ z1 ωsin.=

2z

2z

0z

22z

0z

z1

1K

P1m

PA

λωωλ −⋅=

−⋅=

+ Nghiệm tổng quát:

t1

m

PtBtAz

2z

0z

zz ωωλ

λλ sincossin−

⋅++=

Chú ý: 2z

2z1

1

λωµ

/−= là hệ số động lực

z0

z KP / là chuyển vị của móng khi 0zP tác dụng tĩnh

+ Phương trình vi phân dao động (khi có cản)

tm

PZZZ

0Z2

Z2Z ωλφλ sin.. =++

+ Biên độ dao động cưỡng bức

24

Z2222

0

0Z

Z1

m

PA

ωλφωλ +−⋅=

)(



222

2Z

2Z

0Z

1

1K

P

ωφλω

+

−

⋅=

• Dao động ngang và quay (trong mặt phẳng x0z)

+ Ngoại lực tác động: tPP 0XX ωsin=

Nếu không xét cản ta có phương trình vi phân dao động do lực ngang cưỡng bức:

( )[ ] ( )

=−−−++

=−++

tP

hx

11

tmP

hxxx

c

0x

0

2x

2x

2

0x

02x

2x

2x

ωθ

γλϕλγλϕγ

ωϕλλλ

ϕ sin...

sin....

Nghiệm riêng của phương trình vi phân dao động cưỡng bức có dạng:

tA

tAx x

ωϕω

ϕ sin.sin.

==

Với

Δ

)(2

2

02

2x

x

0x

x

hh

111

K

PA ϕϕ λ

ωγϕλλ

−

+−+

⋅=

Δ

)( 2x

2

2

2x

000x

hhh

1

K

hhPA

λω

λλ

ϕ

ϕϕ

⋅++

−

⋅+

=

[ ]

−

−=++−=

22

2

21

222

x222

x4

22x

111

λω

λωλλωλλγω

λλ ϕϕϕ

)(Δ

+ Ngoại lực tác dụng là mô men tMM 0 ωsin=

Phương trình vi phân dao động có dạng (không xét cản)

( )[ ] ( )

=−−−++

=−+

tM

hx

11

0hxx

c

0

0

2x

2x

2

02x

2x

ωθ

γλϕλγλϕγ

ϕλλ

ϕ sin...

...

Nghiệm riêng biến dạng dao động cưỡng bức



tA

tAx x

ωϕω

ϕ sin.sin.

==

Δ

. 1K

hMA 00

x ⋅=ϕ

Δ

2x

2

0

1

K

MA

λω

ϕϕ

−

⋅=

• Dao động quay cưỡng bức quanh trục 0z + Ngoại lực điều hòa có dạng:

0 sinM M tψ ψ ω=

+ Phương trình vi phân dao động (không có cản)

0

2 . sinM

tψψψ λ ψ ω

θ+ =

c. Xác định các hệ số nền khi tính dao động của móng máy Cz – hệ số nền khi nén đàn hồi đều Cϕ - hệ số nền khi nén đàn hồi không đều Cx - hệ số nền khi trượt đàn hồi đều Cψ - hệ số nền khi trượt đàn hồi không đều Từ cường độ chịu tải R của nền tra bảng ta có Cz

R (KPa) 100 200 300 400 500

Cz (KN/m3) 20.000 40.000 50.000 70.000

Cϕ = 2 Cz ; Cx = 0,7 Cz ; Cψ = 1,5 Cx (theo D. D. Barkan) - Xác định hệ số nền theo mô hình nền bàn không gian đàn hồi

( )

1 2

2 2

33

11

11

11 1

z

x

EC fF

EC fF

EC ff F

φ

µ

µ

µ µ

= ⋅

− = ⋅

−

= ⋅ − +

Xét tấm bê tông hình chữ nhật đặt trên nền bàn không gian đàn hồi Với f1, f2, f3 – tra bảng phụ thuộc tỉ số hai cạnh α = a/b – bảng V – 6 nền và móng CTDD và CN



- Xác định hệ số nền theo mô hình nền đàn hồi của M. M. Filônenkô - Bôrôdits (mô hình kết hợp giữa nền bán dẫn cục bộ và nền bán dẫn tổng quát)

( )0 0

1

21z

a bC C P P

F+

= + ∆

( )0 0

1

2 31

a bC C P P

Fφ+

= + ∆

( )0 0

1

21x

a bC D P P

F+

= + ∆

∆1 = 1,0m-1 ; C0 và D0 phụ thuộc tính đàn hồi của nền và xác định bằng thí nghiệm.

Có thể xác định theo công thức bán thực nghiệm

3 30 21,7 10 /

1EC KG cmµ

−= ⋅−

0 00,7D C≈

a, b - là các cạnh móng : F = a × b

P - cường độ tải trọng tĩnh ở đáy móng P0 - cường độ tải trọng tĩnh ở đáy bàn nén khi thí nghiệm xác định C0 và D0.

4.2. Tính toán động lực học móng máy theo mô hình hệ số độ cứng động. 4.2.1. Các giả thiết cơ bản:

- Móng là tuyệt đối cứng - Nền đất là bán không gian đàn hồi đồng nhất có trọng lượng, và có tính cản nhớt.

4.2.2. Mô hình hệ số độ cứng động của nền dưới móng khối Khi tách kết cấu ra khỏi nền để tính theo mô hình kết cấu con, trên bề mặt tiếp xúc

đưa vào các điều kiện biên mô tả tác dụng tương hỗ của nền lên kết cấu, các điều kiện biên này thường được đưa vào hệ khảo sát dưới dạng hệ số độ cứng động của nền và phụ thuộc vào tần số. Vì lý do này lời giải theo mô hình kết cấu con thường được xét trong miền tần số. Các hệ số độ cứng động của nền mô tả điều kiện biên trên mặt tiếp xúc có thể nhận được dựa trên lời giải của phương trình tích phân biên với điều kiện không phản xạ sóng, nó liên hệ chuyển vị trên mặt tiếp xúc với biên độ của phản lực nền.

Xét một điểm bất kỳ trên bề mặt tiếp xúc của kết cấu với nền, tương ứng với mỗi thành phần chuyển vị tác động của nền lên kết cấu sẽ được thay thế bằng một hệ rời rạc một chiều có một bậc tự do (hình 6.1b) hoặc có hai bậc tự do (hình 6.1c). Độ cứng động mô tả bằng hai bậc tự do có thể mô tả chính xác điều kiện sóng lan truyền ra xa vô hạn trong bán không gian đồng nhất đẳng hướng.



P

0

P

K C

0 M u

b)

a C

1

K

0

M 1u1

P

C

0 u 0M

a) c)

Hình 6.1: Thay thế nền bằng các hệ rời rạc một chiều (a) Sơ đồ hệ kết cấu-nền; (b) Sơ đồ hệ rời rạc một bậc tự do;

(c) Sơ đồ hệ rời rạc hai bậc tự do

Hệ một bậc tự do cấu tạo gồm một lò so có độ cứng K, một bộ giảm chấn với hệ số C và một khối lượng tập trung M. Khi hệ chịu kích động điều hoà với tần số ω, lực tác động có biên độ P(ω) sẽ gây ra chuyển vị có biên độ u(ω), độ cứng động S(ω) liên hệ biên độ của lực với biên độ của chuyển vị theo biểu thức:

( ) ( ) ( ).P S uω ω ω= (6-1)

trong đó:

( ) 2S K M i Cω ω ω= − + (6-2)

Tần số dao động riêng ω0 và tỷ số cản vζ của hệ một bậc tự do có dạng:

0 / ;2v

CK MKM

ω ζ= = (6-3)

Trong trường hợp tải tĩnh ta có S(ω = 0) = K nên có thể biểu diễn độ cứng động thông qua tích của độ cứng tĩnh K với các hệ số độ cứng động:

( ) ( ) ( )S . .K k i cω ω ω ω= + (6-4)

trong đó các hệ số độ cứng động không thứ nguyên k(ω) và c(ω) tương ứng với hệ số độ cứng lò so và hệ số nhớt được xác định như sau:

( )2

220

1 1MkK

ωω ωω

= − = − (6-5)

( )0

2 vCcK

ζωω

= = (6-6)



Như vậy hệ số độ cứng động là một giá trị phức phụ thuộc vào tần số, phần thực của nó biểu diễn ảnh hưởng của độ cứng và quán tính của đất, phần ảo biểu diễn sức cản nhớt của vật liệu và điều kiện tán xạ của sóng ra xa khỏi kết cấu.

Hệ rời rạc một chiều hai bậc tự do có cấu tạo gồm hai khối lượng tương ứng với hai điểm 0 và 1. Điểm 0 trên bề mặt tiếp xúc của kết cấu với nền tại điểm này đặt khối lượng M0, khối lượng này được liên kết với một gối cố định bằng một lò so độ cứng K và một bộ giảm chấn có hệ số nhớt C0, điểm 0 là điểm đặt lực tương tác P của kết cấu với nền. Điểm 1 bố trí một khối lượng tập trung M1 và được liên kết với điểm 0 qua bộ giảm chấn thứ hai có hệ số nhớt C1.

Xét cân bằng của hai điểm trong chuyển động điều hoà với tần số ω ta tìm được phương trình liên hệ lực tác động P và chuyển vị u0 như sau:

( ) ( )

2 21 12

0 0102 2 2 2

11 12 21 1

11 1

M MM CMK KP K i u

K C KM MC C

ω ωωω ω ω

ω ω

= − − + +

+ +

(6-7)

Trong tính toán ta cần phải xác định được các đại lượng độ cứng tĩnh K, hệ số nhớt C và khối lượng M (với hệ rời rạc một bậc tự do); các hệ số nhớt C0 và C1 cũng như các khối lượng M0 và M1 (với hệ rời rạc hai bậc tự do) để có thể mô tả được tác dụng tương tác của nền lên kết cấu. Trong trường hợp tổng quát phải dùng phương pháp số để phân tích bài toán, kết cấu thường được mô tả bằng phần tử hữu hạn, nền tiếp xúc với các kết cấu được mô tả bằng phần tử biên, trên mỗi phần tử biên này sẽ bổ sung các hệ rời rạc cơ bản theo các bậc tư do tương ứng với các thành phần chuyển vị. Các thành phần của độ cứng động sẽ được xác định bằng phương pháp số trong quá trình tính toán.

4.2.3. Hệ số độ cứng động của nền dưới móng khối có hình dạng đơn giản

Khi nghiên cứu tương tác của móng cứng trên nền đàn hồi, một số tác giả đã đơn giản hóa bài toán bằng giả thiết bỏ qua biến dạng của kết cấu, coi kết cấu nằm trên bán không gian vô hạn đồng nhất, đàn hồi tuyến tính, kết cấu có hình dạng đơn giản và đã tìm được lời giải tường minh cho các thành phần của độ cứng động như trình bày dưới đây. Các thành phần của độ cứng động được biểu diễn thông qua độ cứng tĩnh và các hệ số độ cứng động không thứ nguyên như sau.

- Tần số không thứ nguyên a0 được định có dạng:

0s

aac

ω= (6-8)



trong đó a là kích thước đặc trưng của móng và cs là tốc độ lan truyền sóng cắt

trong đất: sc G ρ= ; G và ρ là mô đun trượt và khối lượng riêng của vật liệu nền.

- Với hệ rời rạc một bậc tự do, hệ số nhớt C và khối lượng M được biểu diễn qua độ cứng tĩnh K theo dạng:

2

2;s s

a aC K M Kc c

γ µ= = (6-9)

- Với hệ rời rạc hai bậc tự do, các hệ số nhớt C0 và C1, các khối lượng M0 và M1 được biểu diễn qua độ cứng tĩnh K theo dạng:

2 2

0 0 1 1 0 0 1 12 2; ; ;s s s s

a a a aC K C K M K M Kc c c c

γ γ µ µ= = = = (6-10)

trong các công thức (6-9) và (6-10), các đại lượng γ, γ0, γ1, µ, µ0, µ1 gọi là các hệ số độ cứng động không thứ nguyên.

Trong các bảng 1.1 đến 1.3 trình bày các giá trị của độ cứng tĩnh và các hệ số độ cứng động của hệ rời rạc hai bậc tự do cho các trường hợp móng cứng hình tròn, hình chữ nhật và móng băng đặt trên nền bán không gian đàn hồi, đồng nhất và không xét đến sức cản nhớt của vật liệu nền, tương ứng với từng thành phần chuyển vị của móng.

Bảng 1.1: Độ cứng tĩnh và các hệ số độ cứng động của móng cứng hình tròn trên bán không gian đàn hồi đồng nhất.

Chuyển vị K γ0 γ1 µ0 µ1

Ngang 82

Gav−

0.78 0.4ν− - - -

Đứng 13ν <

13ν >

41

Gav−

0.8 40.34 4.3ν− ( )0

0.9 1 3ν − 40.4 ν−

Xoay 13ν <

13ν > ( )

383 1

Gav−

- 0.42-0.3v2

( )0

0.16 1 3ν − 20.34 0.2ν−

Xoắn 3Ga16 3

- 0.29 - 0.2

trong đó: a - bán kính hình tròn (đáy móng), G - mô đun trượt của vật liệu nền, ν - hệ số Poisson của vật liệu nền, ρ - khối lượng riêng của đất nền.



Bảng 1.2: Các hệ số độ cứng động của móng cứng hình chữ nhật đặt trên nền bán không gian đàn hồi đồng nhất (ν=1/3)

Chuyển vị γ0 γ1 µ0 µ1

Ngang hx hy ( )0.75 0.2 1lb+ − - - -

Đứng ( )2

30.9 0.4 1lb+ − 0.3 - 0.14

Xoay rx

ry

-

-

0.45

( )0.45 0.23 1lb+ −

- 0.34

( )0.34 0.55 1lb+ −

Xoắn - ( )0.35 0.12 1lb+ − - ( )0.28 0.63 1l

b+ −

trong đó: các kích thước hình học của móng và các phương chuyển động được định nghĩa như sau (xem hình 6.2):

b - một nửa cạnh ngắn của đáy móng,

l - một nửa cạnh dài của đáy móng,

hx, hy - chuyển vị ngang theo phương cạnh ngắn và cạnh dài,

rx, ry - chuyển vị xoay quanh trục đối xứng của cạnh dài và cạnh ngắn.

x

zy

e

2b

2l

0v yh

xhxr

r yt

2b

z

hxh

v0

t

2l

x

y

r x

y

r y

a) b)

Hình 6.2: Móng chữ nhật tương tác với nền bán không gian đàn hồi đồng nhất (a) Móng ngập trong nền; (b) Móng đặt trên nền

Các giá trị độ cứng tĩnh K cho các thành phần chuyển vị được xác định như trường hợp đặc biệt của móng chữ nhật chôn trong nền (ngập trong nền) một độ sâu e:

Chuyển vị ngang:



0.65 0.8

0.65 0.8

1.346.8 2.4 1 0.332 1

1.346.8 0.8 1.6 1 0.332 1

hx

hy

Gb l eKv b l b b

Gb l l eKv b b l b b

= + + + − + = + + + + − +

(6-11)

Chuyển vị đứng:

0.75 0.8

v0.253.1 1.6 1 0.25

1Gb l b eK

v b l b

= + + + − (6-12)

Chuyển vị xoắn:

2.45 0.93 1.324.25 4.06 1 1.3t

l b eK Gbb l b

= + + + (6-13)

Chuyển vị xoay:

23

2.4 23

4

1.63.2 0.8 11 0.35

1.63.73 0.27 11

0.35

rx

ry

Gb l e eKv b b l b b

Gb l e eKv b b bl

b

= + + + − + = + + + − +

(6-14)

Độ lệch tâm của các lực lò so và giảm chấn tương ứng với các thành phần chuyển vị ngang là:

3Kx Ky Cx Cyef f f f= = = = (6-15)

Nếu móng không ngập trong nền thì thay e = 0 vào các công thức (6-11) đến (6-15) ta sẽ được biểu thức độ cứng tĩnh tương ứng với các thành phần chuyển vị của móng cứng hình chữ nhật đặt trên nền bán không gian đàn hồi. Kích thước đặc trưng của móng chữ nhật là b.



Bảng 1.3: Độ cứng tĩnh và các hệ số độ cứng động của móng cứng dạng băng đặt trên bán không gian đàn hồi đồng nhất


Ngang ( )21 5G ν+ 2 2.2ν− - - -

đứng ν<1/3

ν>1/3 ( )21 4G ν+ 3.5 2ν− -

0

( )4.5 1 3ν −

-

-

Xoay ν>1/3

ν>1/3 ( )2 21.8 5.2Gb ν+ ( )0.25 1 3ν − 0.4

0

( )0.25 1 3ν − 0.3

Kích thước đặc trưng của móng cứng dạng băng là một nửa chiều rộng móng, tức là b.

Đối với móng cứng hình trụ có bán kính đáy a và đặt ngập trong nền một độ sâu e, độ cứng tĩnh và các hệ số độ cứng động tương ứng với các thành phần chuyển vị được trình bày trong bảng 1.4, độ lệch tâm của lò so và giảm chấn của thành phần chuyển động theo phương ngang tương ứng là:

( )2

0.25

0.32 0.03K

C

f e

f e e a

=

= + (6-16)

Bảng 1.4: Độ cứng tĩnh và các hệ số độ cứng động của móng cứng hình trụ đặt ngập trong bán không gian đàn hồi đồng nhất


Ngang 8 12

Ga ev a

+ − 0.68 0.57 /e a+

- - -

Đứng 4 1 0.541

Ga ev a

+ − 0.8 0.35e a+

40.32 0.01 e

a −

- 0.38

Xoay ( )3 3

38 1 2.3 0.58

3 1Ga ee a

v a

+ + −

0.16e a 2

0.4 0.03 ea

+

- 2

0.33 0.1 ea

+

Xoắn 316 1 2.67

3Ga e

a +

- 0.29 0.09 /e a+ - 0.2 0.25 /e a+

Các kết quả nêu trong các bảng trên chưa xét đến sự cản nhớt của vật liệu nền. Để xét đến sự cản nhớt của vật liệu nền chỉ việc thay hằng số đàn hồi G bằng giá trị phức G*:

( )*01 2G G a iζ= + (6-17)



trong đó ζ là tỷ số cản nhớt không thứ nguyên xác định như sau:

0

.v sca

ζζω

= (6-18)

tương ứng với giá trị phức của mô đun trượt ta có giá trị phức của đại lượng tần số không thứ nguyên:

* 00 * 01 2

aaaa iG

ωζρ

= =+

(6-19)

Biểu thức độ cứng động khi kể đến sức cản nhớt của vật liệu nền có dạng:

( ) ( ) ( )* * *0 0 0 01 2S K a i k a ia c aζ = + + (6-20)

các thành phần đàn hồi ( )*0k a và nhớt ( )*

0c a xác định như với trường hợp đàn hồi, k(a0)

và c(a0), nhưng thay a0 bằng *0a . Trong trường hợp này các hệ số không thứ nguyên của

các bộ giảm chấn và các khối lượng thuộc mô hình rời rạc hai bậc tự do (mô hình rời rạc cơ bản mô tả tính chất của nền đàn nhớt) có dạng:

( )0 10 1

0 1 0 10 1

2 ;

;

ζ ζ

ζ ζ

γ γ ζ γ γ

µ µ γ γ ζ µ µ

= + =

= + + = (6-21)

Như vậy khi xét thêm tính cản nhớt của vật liệu nền sẽ tăng giá trị hệ số nhớt C0 và khối lượng M0 của mô hình rời rạc cơ bản so với nền đàn hồi không cản nhớt.

Ngoài việc ảnh hưởng đến các hệ số không thứ nguyên của mô hình như vừa nêu, tính cản nhớt của vật liệu nền còn ảnh hưởng đến độ lệch tâm các liên kết đàn hồi và liên kết nhớt của các thành phần chuyển động ngang khi móng ngập trong nền:

0

0

2;2

c KK cK

f ff f fζ ζ γ ζγ ζ

+= =

+ (6-22)

Dựa trên các kết quả vừa trình bày có thể đánh giá sơ bộ hiệu ứng tương tác của nền lên một số kết cấu có móng dạng khối cứng đặt trên nền đồng nhất.

Gần đây một số tác giả đã sử dụng phương pháp số như PTHH hay sai phân hữu hạn để tính kết cấu tương tác với nền khi tải trọng đã biết tác động trực tiếp lên công trình. Ảnh hưởng tương tác của nền được xét qua các liên kết ở móng, các liên kết được sử dụng là lò so đàn hồi theo mô hình Winkler và bộ giảm chấn với các hệ số xác định phụ thuộc vào đặc trưng của nền. Phương pháp này đã được áp dụng khá thành công cho



cả công trình dạng móng khối và móng cọc, cho phép xấp xỉ khá tốt với nhiều bài toán thực tế.

§5. Tính toán độ lún của nền khi rung

Độ lún của nền khi rung được xác định dựa theo hệ số rỗng e’ ứng với sự nén rung lớn nhất (có thể) của đất :

' min

max minD

e eIe e

′−=

−

e’ - hệ số rỗng động lực ứng với sự nén chặt rung của đất với tải trọng cho trước. emax, emin - giá trị lớn nhất và bé nhất của hệ số rỗng ở trạng thái xốp nhất và chặt nhất

của đất.

Cát thô : ' 0,55 0,80DI = ÷

Cát hạt vừa : ' 0,58 0,60DI = ÷

Cát nhỏ : ' 0,08 0,82DI = ÷

Xỉ : ' 0,40 0,60DI = ÷

Nếu độ chặt tự nhiên 'D DI I< sẽ xảy ra lún do tải trọng rung e’ xác định theo thí

nghiệm mẫu đất nguyên khối chịu lực rung đủ mạnh (gia tốc đạt tới 2g) đồng thời chịu áp lực bằng áp lực do tải trọng ngoài và trọng lượng bản thân đất.

Gia tốc dao động rung của móng trong đất không no nước giảm dần theo độ sâu theo quan hệ:

0 . zZ Z e β−=

0Z - gia tôc tại đáy móng

β = 0,07 ÷ 0,10m-1 (cát)

Gia tốc thZ (gia tốc tới hạn) tìm theo đường cong nén rung ( )'DI f Z g ứng với lúc

đất bắt đầu bị nén rung mạnh. Giao điểm của hai đường cong ( )zZ và ( )th zZ cho ta độ sâu tính lún (??? dày tầng

nén chặt) do rung với z là độ sâu kể từ đáy móng.

'

0

01ie eS h

e−

=+∑

n - số lớp đất từ đáy móng đến độ sâu hđ e0 - hệ số rỗng tự nhiên của đất



§6. Biện pháp chống rung động

Chống rung động nhằm mục đích: bảo vệ máy móc; ngăn ảnh hưởng đến sự làm việc bình thường của các máy lân cận; bảo vệ công trình; bảo vệ sức khoẻ của người điều khiển.

Các biện pháp chống rung động được chia ra hai loại - Các biện pháp chủ động: cách ly nguồn rung động - Các biện pháp thụ động: cách ly vật cần bảo vệ Để chống rung có thể dùng các đệm đàn hồi, lò so và tấm, ... và bố trí theo tính toán.

Cần đảm bảo chú ý tránh gây cộng hưởng. Nếu cách lý dao động không hiệu quả hoặc không dủ khả năng về mặt kỹ thuật thì có

thể dùng biện pháp hạ biên độ và tần số dao động bằng cách đặt máy trên móng cọc.



CHƯƠNG VII: GIA CƯỜNG VÀ SỬA CHỮA NỀN MÓNG

§1. Khái niệm

Trong thực tiễn nhiều khi phải tiến hành sửa chữa hoặc gia cường nền móng Các nguyên nhân dẫn đến việc gia cường hay sửa chữa nền móng có thể là: - Tăng tải trọng lên móng và nền so với khi thiết kế do nhu cầu nâng cấp công trình,

trang thiết bị hay thay đổi mục đích sử dụng. - Nền móng bị hư hỏng hay bị lún quá giới hạn cho phép, không đáp ứng được nhu

cầu sử dụng và khai thác bình thường của công trình. Nguyên nhân thứ hai chủ yếu do sai sót trong quá trình khảo sát, thiết kế hay thi công

gây ra.

§2. Các tài liệu cần có để thiết kế gia cường và sửa chữa nền móng

Để thiết kế sửa chữa, gia cường nền móng, cần có các tài liệu sau: - Tài liệu về địa chất công trình, địa chất thuỷ văn: + Báo cáo khảo sát địa chất công trình phục vụ giai đoạn thiết kế kỹ thuật thi công + Báo cáo kết quả khảo sát địa chất công trình phục vụ cho thiết kế gia cường và sửa

chữa nền móng. Về nguyên tắc sau khi xây dựng công trình một thời gian dài thì nền đất dưới móng được nén chặt lại làm cho tính biến dạng giảm đi và độ bền tăng lên. Tuy nhiên trong một số trường hợp do sự thay đổi tác nhân bên ngoài (cả tự nhiên và nhân tạo) làm cho tính chất cơ lý của nền bị xấu đi so với trước khi xây dựng công trình.

- Tài liệu về công trình - Nhật ký thi công

§3. Các biện pháp gia cường và sửa chữa nền móng

3.1. Gia cường và sửa chữa móng 3.1.1. Gia cường móng:

Khi thân móng bị khuyết tật, bê tông bị rỗ, bị ăn mòn hay bị nứt; ta có thể gia cường bằng các biện pháp sau:

- Làm áo bê tông cốt thép - Bơm keo epoxi, vữa xi măng vào thân móng Khi bơm trám vữa xi măng cần xác định thành phần vữa và khoảng cách lỗ khoan

phù hợp (thường phải thí nghiệm) khoan các lỗ tại các vị trí khác nhau và thí nghiệm để tính lượng hút nước:

Qqh

=



q - lượng hút nước

ph

Q - lượng hút nước toàn phần thực tế h - áp lực tính theo chiều cao cột nước (m) - chiều sâu lỗ khoan (m) Dựa vào q tra bảng 8.1 (nền và móng các CTDD - CN) để xác định thành phần vữa

và khoảng cách giữa các lỗ khoan. Trước khi bơm phụt vữa gia cường móng cần làm áo bê tông cốt thép có chứa lỗ (φ >

36 mm) để khoan. Trình tự bơm: bơm nước với áp lực 1at để làm ẩm móng trong thời gian 3 ÷ 5 phút rồi bơm vữa với áp lực tăng dần từ 0,5at đến áp lực thiết kế.

Gia cường móng bằng áo bê tông cốt thép. 3.1.2. Tăng diện tích đế móng

Khi tăng diện tích đế móng bằng cách ốp thêm các khối bê tông (đổ tại chỗ hay lắp ghép) cần chú ý liên kết móng cũ với khối ốp và gia cố làm chặt đất dưới phần mở rộng. 3.1.3. Dùng cọc để sửa chữa móng

Khi dùng cọc để sửa chữa móng cần chú ý biện pháp thi công để đảm bảo an toàn cho công trình được sửa chữa.

- Dùng cọc ép mê ga - Dùng cọc ống thép → Cọc ép ngang dưới đế móng cũ - Dùng cọc ép xuyên qua các lỗ đục qua thân móng rồi liên kết với móng cũ - Dùng cọc khoan nhồi, khoan cọc nhồi ở các phía của mép móng rồi liên kết với

móng cũ bằng hệ dầm. - Cọc rễ cây: cọc nhồi đường kính bé

3.2. Gia cố nền Mục đích của việc gia cố nền đất dưới móng các công trình nhằm tăng sức chịu tải và

giảm tính biến dạng của nền. - Phương pháp xi măng hoá: khoan lỗ và bơm phụt vữa xi măng vào nền với áp lực 3

÷ 6 at. - Phương pháp silicát hoá: + Phương pháp một dung dịch: trộn dung dịch trên mặt đất rồi bơm phụt vào nền.

Dung dịch dùng gia cố là hỗn hợp của thuỷ tinh lỏng (Na2OnSiO2) với axit phốtphoric (H3PO4) theo tỉ lệ 1/(3 ÷ 4). áp dụng cho nền cát hạt nhỏ dạng cát chảy có hệ số thấm k = 0,5 ÷ 5 m/ngđ.

+ Phương pháp hai dung dịch: lần lượt bơm từng dung dịch vào đất khi gặp nhau sẽ phản ứng để thành keo liên kết các hạt đất. áp dụng cho nền cát khô và bão hoà nước với hệ số thấm k = 2 ÷ 80 m/ngđ.



- Phương pháp dùng các loại keo tổng hợp: áp dụng cho các nền đất dạng hòn lớn, đất cát.

- Phương pháp sét hoá: bơm huyền phù đất sét Bentônit vào đất nền. - Phương pháp tường cừ: ép tường cừ xung quanh móng.



CÂU HỎI HƯỚNG DẪN HỌC CHƯƠNG 2

A. Phần lý thuyết 1/ Phân biệt móng nông cứng và mềm (yêu cầu vẽ hình minh hoạ). Từ đó cho biết nội dung tính toán khác nhau ở bước nào? 2/ Các yêu cầu cấu tạo cơ bản đối với móng nông loại cứng dưới tường, cột (yêu cầu vẽ hình). Giải thích tại sao có các yêu cầu đó. 3/ Trình bày các tài liệu cần thiết trong thiết kế nền và móng. 4/ Trình bày nội dung kiểm tra kích thước đáy móng băng dưới tường, trong trường hợp tải trọng ngang nhỏ. 5/ Trình bày nội dung kiểm tra kích thước đáy móng băng dưới cột, trong trường hợp tải trọng ngang nhỏ. 6/ Trình bày nội dung kiểm tra kích thước đáy móng nông cứng trong trường hợp tải trọng ngang lớn. 7/ Trình bày nội dung kiểm tra kích thước đáy móng nông cứng trong trường hợp lệch tâm đáng kể. 8/ Trình bày nội dung tính toán kiểm tra chiều cao, cốt thép trong móng băng dưới tường. 9/ Trình bày nội dung tính toán kiểm tra chiều cao, cốt thép trong móng đơn dưới cột. 10/ Trình bày nội dung tính toán ổn định của tường chắn đất (trong giai đoạn sử dụng).

B. Phần bài tập: 1) Chọn độ sâu chôn móng hm và xác định kích thước đáy móng hợp lý của móng băng dưới tường (dài 20m), chịu lực N0 = 30 T/m, M0 = 2,5 Tm/m, Q0 = 0,5T/m. Cho biết: Độ lún cho phép Sgh = 10cm. Nền đất gồm 2 lớp (Tự chọn số an toàn): -Lớp trên là loại sét pha có độ sệt B=1,18, γ=1,75 T/m3, dày 1,6m -Lớp dưới là cát nhỏ có cường độ kháng xuyên trung bình là qc = 560T/m2

và hệ số nở ngang μ0 = 0,3. 2) Chọn chiều sâu chôn móng vμ xác định kích thước đáy móng băng hợp lý theo điều kiện sức chịu tải của lớp đất 2 với hệ số an toàn là 2. Cho biết: tải trọng dưới tường N0=30 T/m, M=2,5Tm/m, Q=0,5 T/m. Nền gồm 2 lớp: - Lớp trên: dày 3,4m đất loại dính Wnh=48%, Wd=22%, W=26%, γ =1,82T/m3, ϕ=20o, C=2,8 T/m2. - Lớp dưới: Wnh=32%, Wd=26%, W=30%, ϕ=14o, C=2,8 T/m2, γ =1,76T/m3

3) Kiểm tra kích thước chiều cao và cốt thép trong móng băng dưới tường chịu lực bê tông cốt thép. Biết: -Tường dày 20cm, chịu tải N0=30 T, M0=2,5 Tm, Q0=0,5 T. -Móng: Mác bêtông 250; b x h = 2 x 0,4m, chiều dài L = 20m; Cốt thép (Fa) gồm 10φ12/m, Ra = 27000T/m2; Lớp bảo vệ cốt thép dáy móng 5cm. 4) Xác định chiều cao và cốt thép hợp lý cho móng đơn dưới cột (20x20cm), chịu tải N0 = 60 T/m, M0 = 8 Tm/m, Q0 = 3 T/m. Biết: Móng chôn sâu 1,5m; Mác bê tông 250; Lớp lót bằng bê tông nghèo 100# dày 100mm; Lớp bảo vệ cốt đáy a=5,0cm; Kích thước đáy móng 1,5x2,0m. - Hãy vẽ chi tiết cấu tạo móng.


Bai Giang Nen Mong

Documents

Transcript of Bai Giang Nen Mong