Công trình trên_nền_đất_yếu

TRƯỜNG ĐH KTCN TP.HCM
KHOA KT CÔNG TRÌNH – BM ĐỊA CƠ NỀN MÓNG
GV: TS. LÊ TRGV: TS. LÊ TRỌỌNG NGHNG NGHĨĨAA
CÔNG TRÌNH TRÊN ĐẤT YẾU

1. Mục đích và ý nghĩa môn học
2. Nội dung môn học: Gồm 6 chương
3. Hình thức đánh giá môn học: Thi trắc nghiệm
4. Tài liệu tham khảo
MỞ ĐẦU

Chương 1 : Đặc điểm và tính chất cơ bản của đất đất yếu
Chương 2 : Trạng thái tới hạn
Chương 3 : Các dạng mô hình nền và ứng dụng
Chương 4 : Móng sâu
Chương 5 : Các giải pháp xử lý và gia cố nền đất yếu
Chương 6 : Đất có cốt
NỘI DUNG MÔN HỌC

1.1 Khái niệm về đất yếu
CHƯƠNG 1: ĐẶC ĐIỂM VÀ TÍNH CHẤT CƠ BẢN
CỦA ĐẤT YẾU
Dựa vào các chỉ tiêu vật lý:
Dung trọng:
Hệ số rỗng:
Độ ẩm:
Dựa vào các chỉ tiêu cơ học:
Modun biến dạng:
Góc ma sát trong:
Lực dính C:
Dựa vào cường độ nén đơn qu từ thí nghiệm nén đơn.
Đất rất yếu:
Đất yếu:
)/(17 3
mkN≤γ
10 ≥e
(%)40≥W
)/(5000 2
0 mkNE ≤
0
10≤ϕ
)/(10 2
mkNC ≤
)/(25 2
mkNqu ≤
)/(50 2
mkNqu ≤

1.2 Đặc điểm của đất yếu
1.2.1 Đặc điểm và sự phân bố đất yếu ở khu vực
thành phố Hồ Chí Minh
1.2.2. Đặc điểm và sự phân bố đất yếu ở khu vực đồng
bằng sông Cửu Long.
1.2.3 Các loại đất khác cũng không thuận lợi cho xây
dựng như sau:

HUYỆN BÌNH
CHÁNH
T. TÂY NINH
Hình 1.1: Phân bố đất ở TP. HCM và khu vực lân cận
- Vùng A: Các loại đá gốc J3-K1
- Vùng B: Sét, sét pha cát
Cát pha sét
- Vùng C: Sét nhão, bùn sét,
Bùn cát pha sét,
Bùn sét pha cát
T. BÌNH DƯƠNG
T. ĐỒNG NAI
T. LONG AN
T. LONG AN
C-V
H. CẦN GIỜ
C-II
H. NHAØ BEØ
B-I
Q. THỦ ĐỨC
A
B-II
C-I
TP. HCM
B-II
C-III
C-III
C-III
C-III
C-IV
H. HÓC MÔN
B-II
B-II
H. CỦ CHI
B-I - Khu vực đất tốt, thuận
lợi cho xây dựng: một
phần Q1, Q3, một phần
Q9, Q10, một phần Q12,
Q11, Tân Bình, Gò Vấp,
Củ Chi, Thủ Đức.
- Khu vực đất yếu, không
thuận lợi cho việc xây
dựng: một phần Q1, Q2,
Q4, Q5, Q6, Q7, Q8 , một
phần Q9, Bình Thạnh,
Nhà Bè, Bình Chánh,
Cần Giờ.

Phân bố đất yếu
ở ĐBSCL

- Đất cát mịn bão hòa nước, đất cát rời
- Đất hữu cơ và than bùn
- Đất lún ướt (lún sụt)
- Đất trương nở
1.2.3 Các loại đất khác cũng không thuận lợi cho xây
dựng như sau:

1.3 Tính chất của đất yếu
1.3.1 Tính biến dạng của đất
- Thí nghiệm nén cố kết (oedometer):
Máy nén nén cố kết

Thí nghiệm nén cố kết (oedometer)
Lực tác dụng
thông qua các quả
Mẫu đất
Đá bọt
Dao vòng
Đồng hồ đo
chuyển vị

Mô hình nén mẫu đất
e0
e1
p2p1
e2
Đường cong nén lún
p
α
M
M2
a ≈ tanα
p
S
h
Quan hệ giữa hệ số rỗng và lực tác dụng

Hệ số nén lún: m2/kN (cm2/kG).
dp
de
a −=
12
21
12
12
tan
pp
ee
pp
ee
a
−
−
=
−
−
−=≈ α
1
1
,1
−
−
−
−
−
=
nn
nn
nn
PP
ee
a
Hệ số nén lún tương đối ao (hệ số nén thể tích mv) (m2/kN)
11 e
a
am ov
+
==
P
C
a c
v
435,0
=
P = (Ptrước + Psau)/2

Biểu đồ quan hệ e-P
0.20
0.30
0.40
0.50
0.60
0.70
0.80
0.90
1.00
0.0 0.5 1.0 1.5 2.0 2.5 3.0 3.5 4.0 4.5
AÙp löïc neùn P (kG/cm2
)
Heäsoároãnge
( )1
1
,1
,1 1 −
−
−
− +
Δ
=Δ n
n
nn
nn e
h
h
e
( )0
0
1 e
h
h
e +
Δ
=Δ
en = e0 – Δe
Tính hệ số rỗng ứng với mỗi cấp áp lực
en = en-1 – Δen-1,n

Biểu đồ quan hệ e-logP (nén và dở tải)
0.20
0.30
0.40
0.50
0.60
0.70
0.80
0.90
1.00
0.1 1.0 10.0
AÙp löïc neùn P (kG/cm
2
)
Pressure
Heäsoároãnge
VoidRatio
0.4 4.0
e4.0
e0.4
Chỉ số nén Cc
=
Δ
Δ
−=
p
e
Cc
log
1
1
loglog −
−
−
−
−=
nn
nn
pp
ee
1
1
loglog −
−
−
−
=
nn
nn
pp
ee
0,2
0,4
log0,2log0,4log
0,40,20,40,2 eeee
Cc
−
=
−
−
=

Biểu đồ quan hệ e-logP (nén và dở tải)
0.20
0.30
0.40
0.50
0.60
0.70
0.80
0.90
1.00
0.1 1.0 10.0
AÙp löïc neùn P (kG/cm
2
)
Pressure
Heäsoároãnge
VoidRatio
0.4 4.0
e4.0
e0.4
Chỉ số nở Cs (Cr)
p
e
C r
s
logΔ
Δ
−=
1
)1()(
loglog −
−
−
−
−=
nn
nrnr
pp
ee
1
)()1(
loglog −
−
−
−
=
nn
nrnr
pp
ee
0,2
0,4
log0,2log0,4log
)0,4()0,2()0,4()0,2( rrrr
s
eeee
C
−
=
−
−
=

Biểu đồ quan hệ e-p: nén, dở tải và nén lại
logp'
ÑÖÔØNG NEÙN
ÑÖÔØNG NEÙN LAÏI
ÑÖÔØNG NÔÛ
e
p'
e
ÑÖÔØNG NEÙN
ÑÖÔØNG NÔÛ
ÑÖÔØNG NEÙN LAÏI

Phương pháp 1 xác định Pc
Áp lực tiền cố kết Pc
0.20
0.30
0.40
0.50
0.60
0.70
0.80
0.90
1.00
0.1 1.0 10.0
)
Pressure
Heäsoároãnge
VoidRatio 1
2
Pc
3
4
A

Phương pháp 2 xác định Pc
0.20
0.30
0.40
0.50
0.60
0.70
0.80
0.90
1.00
0.1 1.0 10.0
)
Pressure
Heäsoároãnge
VoidRatio
pc
Pc
1
2

-Tỉ số tiền cố kết OCR (overconsolidation ratio):
pc : Áp lực tiền cố kết
p : Ứng suất hữu hiệu hiện tại theo phương đứng (Ứng
suất bản thân)
OCR = 1 : Đất cố kết thường (NC)
OCR < 1 : Đất kém cố kết
OCR > 1 : Đất cố kết trước (OC)
p
p
OCR c
=

Xác định hệ số cố kết cv theo pp logt
Hệ số cố kết cv
Phương pháp logt (Casagrande’s method)
0.80
1.20
1.60
2.00
2.40
0.1 1 10 100 1000 10000
Thôøi gian (phuùt)
Time (min)
Soáñoïcbieándaïng(mm)
Deformationdialreading(mm)
D0
D50
D100
t50

2
1000
50
DD
D
+
=
50
2
197,0
t
H
cv =
( )
22
1 1 nn HH
H
+
= −
11 e
ac
k wv
+
=
γ

Xác định hệ số cố kết cv theo pp căn t
Phương pháp căn t (Taylor’s method)
12.4
12.8
13.2
13.6
14
14.4
14.8
0 2 4 6 8 10 12 14 16
Căn t [ph]
Sốđọcbiếndạng[mm]
t90
D90
90
2
848,0
t
H
cv =
x
1,15x
1 2
D0

Modul tổng biến dạng của đất E (kN/m2)
- Xác định modul biến dạng từ thí nghiệm nén cố kết
nn
n
nn
a
e
E
,1
1
),1(
1
−
−
−
+
= β
ν
ν
β
−
−=
1
2
1
2
- Theo kinh nghiệm thì thường lấy EBN = (2 ÷ 6) ETN
Trị số m khi hệ số rỗng e bằng
Loại đất
0,45 0,55 0,65 0,75 0,85 0,95 1,05
Cát pha sét 4 4 3,5 3 2
Sét pha cát 5 5 4,5 4 3 2,5 2
Sét 6 6 5,5 5,5 4,5

Xác định độ lún ổn định
i
i
ii
n
i
h
e
ee
S
1
21
1 1+
−
= ∑=
iioi
n
i
hpaS Δ= ∑=1
ii
i
i
n
i
hp
E
S Δ= ∑=
β
1

Ngoài ra còn có các công thức tính lún dựa vào
đường nén lún e-logp.
Cho đất cố kết thường
h
e
e
S
01+
Δ
=
[ ]ooc pppCe log)log( −Δ+=Δ
⎟⎟
⎠
⎞
⎜⎜
⎝
⎛ Δ+
+
=
o
oc
p
pp
e
hC
S log
1 0
⎟⎟
⎠
⎞
⎜⎜
⎝
⎛ Δ+
+
= ∑= oi
ioi
n
i i
ic
p
pp
e
hC
S log
11 0

Cho đất cố kết trước nặng (po + Δp ≤ pc)
[ ]oos pppCe log)log( −Δ+=Δ
⎟⎟
⎠
⎞
⎜⎜
⎝
⎛ Δ+
+
=
o
o
o
s
p
pp
e
hC
S log
1
Cho đất cố kết trước nhẹ (po + Δp ≥ pc)
⎟⎟
⎠
⎞
⎜⎜
⎝
⎛ Δ+
+
+
+
=
c
o
o
c
o
c
o
s
p
pp
e
hC
p
p
e
hC
S log
1
log
1
Poi : Ứng suất hữu hiệu trung bình ban đầu của lớp thứ i
(ứng suất bản thân poi = σtb= p1)
Δpi = σi : Gia tăng ứ/s thẳng đứng của lớp thứ i (ứ/s gây lún)
e0 : hệ số rỗng ứng với thời điểm trước khi xây dựng công
trình, tức ứng với ứng suất bản thân poi

Các điều kiện cân bằng ổn định:
τ < s : đất ở trạng thái ổn định
τ = s : đất ở trạng thái cân bằng giới hạn
τ > s : không xảy ra trong đất vì đất đã bị phá
hoại trước khi đạt đến ứng suất đó.
σ
τ
s = σ tanϕ + c
c
ϕ
σ
τ
Đất dính
σ
s = σ tanϕ
ϕ
Đất cát
τ
s = c
c
Đất sét thuần túy
Các dạng của đường sức chồng cắt theo các loại đất
s = σ tanϕ + c s’ = σ’ tanϕ’ + c’
1.3.3 Sức chống cắt của đất

Vòng tròn ứng suất Mohr
τ
σ
s = σ tanϕ + c
c
ϕ
σ1
σ3
σo
θ
σ τ
M
a
b

2α α
Bán kính
τ
σ
σσ3
τ
σ1
σ2
α
σ3
σ1σα,τα
σx=σ1σx=σ3
(σ1−σ3)/2
(σ1+σ3)/2
α
σσσσ
σα 2cos
22
3131 −
+
+
= α
σσ
τα 2sin
2
31 −
=

* Theo QPVN (TCXD 45-70, 45-78) : khu vực biến
dạng dẻo là b/4
- Pgh = R (Rtc ≈ RII)
(45-70)
hg
c
hb
g
Pgh γϕ
γπϕϕ
γπ
+++
−+
= )cot25,0(
2/cot
c
g
g
h
g
b
g
Pgh
2/cot
cot
1
2/cot2/cot
25,0
πϕϕ
ϕπ
γ
πϕϕ
π
γ
πϕϕ
π
−+
+⎟⎟
⎠
⎞
⎜⎜
⎝
⎛
+
−+
+
−+
=
)*( cDhBbAmRtc
++= γγ
)*(21
cDhBbA
k
mm
R
tc
II ++= γγ (45-78)
1.3.4 Khả năng chịu tải của đất yếu

* Theo Prandtl , γ = 0
4.3.2.2 Phương pháp tính dựa trên giả thuyết cân bằng
giới hạn điểm
ϕ
ϕ
ϕ
ϕγ ϕπ
gcegchPgh cot
sin1
sin1
)cot( tan
−
−
+
+=
* Theo Terzaghi
- Móng băng: Pgh = 0,5 Nγ γ b + Nq γ h + Nc c
- Móng tròn, bk R: Pgh = 0,6 Nγ γ R + Nq γ h + 1,3 Nc c
- Móng vuông cạnh b: Pgh = 0,4 Nγ γ b + Nq γ h + 1,3 Nc c
Nγ , Nq , Nc : các hệ số phụ thuộc vào ϕ

- Thí nghiệm cắt trực tiếp (Direct shear test)
- Thí nghiệm nén 3 trục (Triaxial compression test:
Undrained – Unconsolidated, Undrained –
Consolidated, Drained – Consolidated).
- Thí nghiệm nén đơn (Unconfined compression test)
- Thí nghiệm xuyên (động) tiêu chuẩn (SPT)
- Thí nghiệm xuyên tĩnh (CPT)
- Thí nghiệm cắt cánh (Vane test)
4.2.3 Các phương pháp thí nghiệm xác định sức chống
cắt của đất

Máy cắt trực tiếp (máy cơ)
* Thí nghiệm cắt trực tiếp (Direct shear test)

Máy cắt trực tiếp
* Thí nghiệm cắt trực tiếp (Direct shear test)

σ
T
τ Thớt cố định
Thớt di động
- Cắt 3 mẫu đất (dày 30 cm) cho 3 lần thí nghiệm với
3 cấp tải trọng khác nhau
- Cho máy cắt với tốc độ 1 mm/min đến khi nào mẫu
bị phá hoại; ghi lại giá trị (τ) ứng với lúc đồng hồ đo
ứng lực ngang đạt giá trị max.

Quan hệ lực cắt và áp lực thẳng đứng
- Xác định giá trị c và ϕ bằng phương pháp hình học
σ (kN/m2
)
τ (kN/m2
)
s = σ tanϕ + c
c
ϕ
- Vẽ biểu đồ quan hệ giữa τ (kG/cm2) và σ (kG/cm2)

- Xác định giá trị c và ϕ bằng phương pháp bình
phương cực tiểu
( )
2
11
2
111
tan
⎟
⎠
⎞
⎜
⎝
⎛
−
−
=
∑∑
∑∑∑
==
===
n
i
i
n
i
i
n
i
i
n
i
i
n
i
ii
n
n
σσ
στστ
ϕ
( )
2
11
2
111
2
1
⎟
⎠
⎞
⎜
⎝
⎛
−
−
=
∑∑
∑∑∑∑
==
====
n
i
i
n
i
i
n
i
ii
n
i
i
n
i
i
n
i
i
n
c
σσ
στσστ

- Xác định giá trị c và ϕ bằng hàm LINEST trong
Excel
tanϕ=LINEST(τ1:τ3,σ1:σ3,1)
ϕ=DEGREES(ATAN(tanϕ))
c=IF ((1/3)*(( τ1+τ2+τ3)-
tanϕ(σ1+σ2+σ3))>0,(1/3)*((τ1+τ2+τ3)-
tanϕ(σ1+σ2+σ3)),0)
Chuyển kết quả thập phân của ϕ sang giá trị độ
Phút => =((ϕ-INT(ϕ))*60
Độ + phút =>
=CONCATENATE(ROUND(độ,0),“o”,ROUND(phút,
0),”’”)

Kết quả tính toán c và ϕ bằng Excel
0
20
40
60
80
100
0 20 40 60 80 100 120 140 160
AÙp löïc thaúng ñöùng σ (kPa)
Löïccaétτ(kPa)
KEÁT QUAÛ tgϕ = 0.3992
ϕ = 22° 46'
C = 5.003 kPa

+ Không cố kết – Cắt không thoát nuớc /Unconsolidated
-Undrained (UU): Giá trị cuu và ϕuu
+ Cố kết - Cắt không thoát nuớc / Consolidated –
Undrained (CU): Giá trị ccu & ϕcu ; c’ và ϕ’ và áp lực
nước lổ rỗng u
+ Cố kết - Cắt thoát nuớc / Consolidated - Drained(CD):
Giá trị c’ và ϕ’
* Thí nghiệm nén 3 trục (Triaxial Compression Test)

Mẫu đất trong buồng nén

Sơ đồ thí nghiệm nén ba trục
1 2 3 4
1
2 3
4
ống
dầu
Bơm tạo
áp lực
buồng
7
8
5
6
9
10
a
b
c
e
d
34

- Van 1: dùng để thoát nước khi cố kết vì nó được nối với ống ở
đáy mẫu.
- Van 2: có các tác dụng sau:
+ Dùng để cấp nước từ bình nước vào buồng.
+ Dùng để tạo áo lực buồng và khóa để giữ áp lực buồng khi thức
hiện công nghệ “ bơm nhồi” bằng bơm “quay tay”
+ Trong giai đoạn cố kết, thì nước trong mẫu thoát ra, làm mẫu
co lại. Từ đó lượng nước trong buồng giảm, và khi đó nước sẽ từ
ống dầu chảy xuống, qua ống b, rồi ống a qua van 2 vào buồng.
+ Ống a có tác dụng gắn vào van 34 để cấp nước làm bão hòa
nước trong các van 3, van 4 và ống dưới đáy bệ mẫu, ống nối với
cap (mũ của mẫu)
- Van 3, van 4:
+ 2 van này được đóng lại trong giai đọan cố kết
+ Khi tiến hành giai đọan cắt 3 trục, ta sẽ mở 2 van 3 và 4, đồng
thời khóa van số 3 lại.
+ Van 3 : đo áp lực nước lỗ rỗng ở phía trên mẫu
+ Van 4 : đo được áp lực nước lỗ rỗng phía dưới mẫu.
+ Hai van này gộp chung thành áp lực nước lỗ rỗng ở van 34. Từ
đó nối ra đầu dây điện trở để đo áp lực nước lỗ rỗng (trung bình)
của mẫu trong quá trình cắt 3 trục không cho thoát nước

Biểu đồ quan hệ ứng suất
lệch và biến dạng
0
10
20
30
40
50
60
70
0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20
Biến dạng ε%
Ứngsuấtlệch(σ1-σ3)kPa
* Thí nghiệm UU
Thí nghiệm UU thực hiện
với thời gian nhanh, khoảng
10-15 phút. Độ lệch ứng suất
Δσ = σ1 – σ3 tăng nhanh và
mẫu đất không kịp thoát
nước, không đo áp lực nước
lỗ rỗng uf nên kết quả chỉ
biểu thị theo ứng suất tổng.
Thí nghiệm UU thích hợp
cho loại đất sét bão hòa
nước và sức chống cắt của
đất phụ thuộc vào cu còn ϕu
nhỏ.

Biểu đồ các vòng Mohr
0
20
40
60
0 20 40 60 80 100 120 140 160 180 200
Ứng suất chính (σ1+σ3)/2 kPa
Ứngsuấtcắt(σ1-σ3)/2kPa

* Thí nghiệm CU
Thí nghiệm CU thực hiện sau khi đã cho mẫu cố
kết dưới áp lực buồng (ngang) đẳng hướng để nước
thoát ra hoàn toàn. Tiến hành tăng áp lực đứng σ1
đồng thời đo áp lực nước lổ rỗng uf.
Kết quả xác định được thông số sức chồng cắt
hữu hiệu (c’, ϕ’) và thông số tổng (ccu , ϕcu ).

* Thí nghiệm CU
0
50
100
150
200
0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20
Biến dạng ε%
Ứngsuấtlệch(σ1-σ3)kPa
Biểu đồ quan hệ ứng suất lệch và biến dạng

Quan hệ giữa áp lực nước lỗ rỗng và biến dạng
0
5
10
15
20
25
30
35
0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20
Biến dạng ε %
Áplựcnướclổrỗng
kPa

0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
100
0 40 80 120 160 200 240 280

* Thí nghiệm CD
0
20
40
60
80
100
120
140
160
0 40 80 120 160 200 240 280 320 360 400 440 480
Thí nghiệm CD thực hiện sau khi đã cho mẫu cố kết dưới
áp lực buồng (ngang) đẳng hướng để nước thoát ra hoàn
toàn. Tiến hành tăng áp lực đứng σ1 với tốc độ chậm để đảm
bảo áp lực nước lổ rỗng không thay đổi. Kết quả xác định
được thông số sức chồng cắt hữu hiệu (c’, ϕ’).

Phương pháp giải tích toán học (pp bình phương cực
tiểu) để xác định c, ϕ trong thí nghiệm 3 trục
ϕ
ϕσσ
σσ
sin
cot231
31
=
++
−
gc
⎟
⎠
⎞
⎜
⎝
⎛
++⎟
⎠
⎞
⎜
⎝
⎛
+=
2
452
2
452
31
ϕϕ
σσ oo
tgctg
ba += 31 σσ
⎟
⎠
⎞
⎜
⎝
⎛
+=
2
452 ϕo
tga ⎟
⎠
⎞
⎜
⎝
⎛
+=
2
452
ϕo
tgcb

o
aartg 902 −=ϕ
a
b
c
2
=
2
1
3
1
2
3
1 1
31
1
31
⎟
⎠
⎞
⎜
⎝
⎛
−
−
=
∑∑
∑ ∑∑
nn
n nn
n
n
a
σσ
σσσσ
2
1
3
1
2
3
1 1
313
1
1
1
2
3
⎟
⎠
⎞
⎜
⎝
⎛
−
−
=
∑∑
∑ ∑∑∑
nn
n nnn
n
b
σσ
σσσσσ

* Thí nghiệm nén đơn (Unconfined Compression Test)
- Mẫu đất có dạng hình trụ, chiều cao bằng 2 lần
đường kính, được nén thẳng đứng không có áp lực
xung quanh. Sức chịu nén đơn (1 trục) là áp lực nén
lên mẫu lúc bị trượt, qu.
- Sức chống cắt không thoát nước hay lực dính không
thoát nước cu = qu/2. Góc ma sát trong ϕu = 00 . Thí
nghiệm phù hợp với đất sét bảo hòa hoàn toàn
(ϕu = 00).

Vòng Mohr trong thí nghiệm nén đơn
ϕu=0
qu
σ
τ
τmax=cu

* Thí nghiệm xuyên tĩnh CPT
(Cone Penetration Test)
- Dựa vào sức kháng xuyên qc , xác định góc ma sát
trong ϕ của đất cát
3840300
3638200
3436120
323470
303240
283020
262810
5 m và sâu
hơn
2 m
ϕ (độ) ở độ sâu
qc (105 Pa)

- Dựa vào sức kháng xuyên qc , xác định lực dính không
thoát nước của đất sét
σ : ứng suất bản thân của đất nền tại điểm đang xét
A : diện tích mũi xuyên (10 cm2)
A
q
c c
u
σ−
=

Đất rời
* Thí nghiệm xuyên (động) tiêu chuẩn SPT
(Standard Penetration Test)
> 450Rất chặt> 50
400 ÷ 450Chặt31 ÷ 50
350 ÷ 400Chặt vừa11 ÷ 30
300 ÷ 350Rời4 ÷ 10
< 300Rất rời< 4
Góc ma sát
trong
Trạng tháiN (SPT)

Đất dính
Rất cứng> 50
> 4Cứng> 30
2 ÷ 4Rất rắn (nửa cứng)16 ÷ 30
1 ÷ 2Rắn (dẻo cứng)9 ÷ 15
0,5 ÷ 1Rắn vừa (dẻo mềm)5 ÷ 8
0,2 ÷ 0,5Mềm (dẻo nhão)2 ÷ 4
< 0,2Rất mềm (nhão)< 2
Sức chịu nén đơn
qu (bar-kG/cm2)
Trạng tháiN (SPT)

* Thí nghiệm cắt cánh chữ thập (Shear Vane Test)
d
dd
hdM xoay
3
2
42
2
π
τπτ +=
⎟
⎠
⎞
⎜
⎝
⎛
+
=≈=
h
d
hd
M
cs
xoay
uu
3
1
2
2
π
τ
- Đo moment tác động từ trục xoay M, khi mẫu
đất bị trượt thì:
- Sức chống cắt không thoát nước:

2.1 Các tính chất trong thí nghiệm nén 3 trục
CHƯƠNG 2: TRẠNG THÁI TỚI HẠN
α
H 2.1 Phá hoại giòn (đất cứng)
H 2.2 Phá hoại chảy dẻo
H 2.3 Phá hoại của đất quá yếu

Sự thay đổi diện tích và thể tích :
ΔL
P
- Diện tích mặt cắt ngang của mẫu đất
thay đổi theo tải trọng nén như sau :
0
0
1
1
h
h
V
V
AA o
Δ
−
Δ
−
=
- Nếu thí nghiệm không thoát nước ΔV = 0
0
0
1
h
h
A
A
Δ
−
=
ε=
Δ
0h
h gọi là biến dạng tương đối.

τ
σ
s = σ tanϕ + c
c
ϕ
σ1
σ3
σo
θ
σ τ
M
a
b
2.2 Phân tích ứng suất dựa vào vòng tròn Mohr
2
'' 31 σσ +
2
'' 31 σσ −

2α α
Bán kính
τ
σ
σσ3
τ
σ1
σ2
α
σ3
σ1σα,τα
σx=σ1σx=σ3
(σ1−σ3)/2
(σ1+σ3)/2
α
σσσσ
σα 2cos
22
3131 −
−
+
= α
σσ
τα 2sin
2
31 −
=

- Khi vòng tròn tương ứng được xây dựng với các ứng
suất hữu hiệu:
Độ lệch ứng suất: q’ = σ’1 – σ’3
Bất biến ứng suất: s’ = 1/2 (σ’1 + σ’3 )
t’ = 1/2 (σ’1 - σ’3 )
- Khi vòng tròn tương ứng được xây dựng với các ứng
suất tổng:
Ứng suất tổng: σ1 = σ’1 + u
σ3 = σ’3 + u
Độ lệch ứng suất: q = q’
Bất biến ứng suất: s = s’ + u
t = t’

2.3 Lộ trình ứng suất (đường ứng suất) – stress path
trong thí nghiệm nén 3 trục
2.3.1 Lộ trình ứng suất trong hệ trục (σ1/ σ3 ), σ1/σ3
σ 1
σ1
σ 3 σ3 σ3
σ1σ 1/
σ 3 /
ESP : đường
ứng suất có hiệu
(effective stress
path)
TSP : đường
ứng suất tổng
(total stress path)

2.3.2 Lộ trình ứng suất trong hệ trục t’/s’( t/s)
s’ = 1/2 (σ’1 + σ’3)
t’ = 1/2 (σ’1 – σ’3)
ϕ'
α
CSL
Đường ứng suất khi
tăng tải có thoát nước
CSL : Critical state line

Các đường ứng suất tổng và có hiệu khi tăng
tải không thoát nước
σ 3 σ 1 σ1σ3
CSL
ϕ

2.3.3 Lộ trình ứng suất trong hệ trục q’/ p’ (q/p)
3
1
σ3
CSL
Các đường ứng suất trong trục tọa độ q’/p’

- Ứng suất trung bình : p’ = 1/3(σ’1 + σ’2 + σ’3 )
= 1/3(σ’1 + 2σ’3 )
- Độ lệch ứng suất: q’ = (σ’1 - σ’3 )
p = p’ + uf
q = q’
- Khi tăng σ1 thì đường tổng ứng suất (TSP) là C -> SD
có độ dốc 1/3
- Khi mẫu đất không thoát nước trong lúc chỉ tăng σ1,
áp lực nước lỗ rỗng tăng từ 0 lên uf và đường ứng suất
có hiệu ESP là C -> SU.
- Đường bao phá hoại hay đường ứng suất cực hạn có
thể xác định tương ứng với các giá trị q’ và p’ tại lúc
phá hoại: q’f = M p’f

- Quan hệ giữa M và góc ma sát trong ϕ’ tương ứng xác
định bởi đường bao phá hoại Mohr-Coulomb hay
đường CSL; từ vòng tròn Mohr, khi c’ = 0
)(
2
1
)(
2
1
'sin
'
3
'
1
'
3
'
1
σσ
σσ
ϕ
+
−
= 'sin1
'sin1
'
1
'
3
ϕ
ϕ
σ
σ
+
−
=
)2(
3
1
)(
'
3
'
1
'
3
'
1
'
'
σσ
σσ
+
−
==
f
f
p
q
M
'sin3
'sin6
)'sin22'sin1(
)'sin1'sin1(3
'sin1
)'sin1(2
)
'sin1
'sin1
(3
'
1
'
1
'
1
'
1
'
1
'
1
ϕ
ϕ
σϕϕ
σϕϕ
σ
ϕ
ϕ
σ
σ
ϕ
ϕ
σ
−
=
−++
+−+
=
+
−
+
+
−
−
=M
M
M
+
=
6
3
'sinϕ

- Theo lộ trình kéo: σ’3 > σ’1 do giữ nguyên σ’3 giảm σ’1
'
1
'
3
'
1
'
3
'sin
σσ
σσ
ϕ
+
−
=
'
'sin3
'sin6
3
'2
3
'
3
2
'
3
2
'
3
'
'sin pq
q
p
q
q
p
q
p
q
p
q
p
ϕ
ϕ
ϕ
+
−
=⇒
+
−
=
⎟
⎠
⎞
⎜
⎝
⎛
−+⎟
⎠
⎞
⎜
⎝
⎛
+
⎟
⎠
⎞
⎜
⎝
⎛
+−⎟
⎠
⎞
⎜
⎝
⎛
−
=
'sin3
'sin6*
ϕ
ϕ
+
−
=M q’ = M*p’
*
*
6
3
'sin
M
M
−
=ϕ

- Theo lộ trình nén: σ’1 > σ’3 do giữ nguyên σ’1 giảm σ’3
Điều kiện cân bằng Mohr-Coulomb là:
'cot'2
'sin '
3
'
1
'
3
'
1
ϕσσ
σσ
ϕ
gc++
−
=
'cot'2
3
'
3
2
'
3
'
3
2
'
'sin
ϕ
ϕ
gc
q
pqp
q
pqp
+⎟
⎠
⎞
⎜
⎝
⎛
−++
⎟
⎠
⎞
⎜
⎝
⎛
−−+
=
( ) ( )'cot2''cot'2'
'sin3
'sin6
ϕϕ
ϕ
ϕ
gcMpMgcpq +=+
−
=
PT đường tới hạn CSL của đất dính: q’ = M (p’+c’cotgϕ’)
- Ý nghĩa của đường CSL: Dùng để đánh giá sự ổn định
của 1 điểm trong đất nền dựa vào đường lộ trình ứng suất
khi lấy mẫu đất đem về phòng xác định các ứng suất σ1 &
σ3 . Nếu những điểm SU, SD nằm dưới đường CSL thì mẫu
đất ổn định trong nền, ngược lại điểm đó sẽ bị phá hoại .

2.4 Lí thuyết trạng thái giới hạn
2.4.1 Đặt vấn đề:
2.4.2 Lý thuyết trạng thái giới hạn
2.4.3 Đường trạng thái giới hạn (CSL) và các đường
ứng suất khi chất tải trên nền đất sét cố kết thường
(NC) trong các hệ trục p’/ q’ ; p’/ v và Ln p’/v
- Phương trình đường ứng suất tới hạn ( CSL)
H 2.10a, hệ trục q’/p’: q’ = M p’
H 2.10c, hệ trục v/Lnp’:
'
ln fpv λ−Γ=
Γ: giá trị thể tích riêng v trên đường CSL tại p’ = 1kN/m2

Các đường ứng suất trong hệ tọa độ p’/ q’ ; p’/ v và Ln p’/v
Υ
Υ
Γ
3
1
CSL
σ3

- Phương trình đường cố kết thường (NCL):
H 2.10c, hệ trục v’/Lnp’: 'ln pNv λ−=
- Hai đường NCL và CSL song song nhau nên λ bằng nhau
λ
v
Lnpf
−Γ
='
λ
V
f ep
−Γ
='
- Vậy pt đường cố kết thường NCL trong hệ trục p’/q’ :
)exp(''
λ
v
MMpq
−Γ
==
(v = 1 + e), (vc = 1 + ec : dẻo), (vf = 1 + ef : phá hoại)
v: thể tích riêng)

Lộ trình các đường ứng suất (TN CU) trong hệ tọa độ p’/ q’/ v

Lộ trình các đường ứng suất (TN CD)
trong hệ tọa độ p’/ q’/ v

2.4.4 Các mặt giới hạn không bị kéo, mặt Hvoslev và
mặt Roscoe
1
T
S
C
q/ q’e
p’/ p’e
3
O
M
1
Mặt Roscoe
Mặt Hvorslev
Mặt không chịu kéo
σ3=0
H
1
g

Các mặt biên trạng thái tới hạn
p’
v
N
Γ
vk
Đường nén: v = N-λLnp’
Đường nở: v = v’k
NCL
CSL
SL
λ
1
λ
11 κ
λ = độ dốc đường nén
κ = độ dốc đường nở (hệ tọa độ Lnp’/v) = cs/2,3
Ln

- Mặt giới hạn không bị kéo (OT): q’ = 3 p’ là mặt
giới hạn vì đất không bị kéo
λ
V
e
−Γ
- Mặt Hvoslev (TS): q’ = H p’ + (M – H) exp[( Γ-V)/λ]
là mặt ứng với mẫu đất có cùng hệ số rỗng với mặt
Roscoe nhưng hệ số OCR > 2,5 (đất cố kết trước)
- Phương trình đường Hvorlev có dạng:
'exp' hp
vN
gq +⎥
⎦
⎤
⎢
⎣
⎡ −
×=
λ
- Tại S, điểm giao với mặt Roscoe, phương trình mặt
Hvorslev có dạng :
( ) 'exp' hp
v
hMq +
⎭
⎬
⎫
⎩
⎨
⎧ −Γ
−=
λ

Sơ đồ ba chiều của toàn bộ mặt biên trạng thái tới hạn
q’ p’
v
S
T
v
v
T
S
S
N
N
N
T
SS: Đường trạng thái tới hạn
NN: Đường cố kết thường
VVTT: Mặt giới hạn không
bị kéo
TTSS: Mặt Hvorslev
SSNN: Mặt Roscoe

2.4.6 Độ bền sức chống cắt của cát và đặc trưng biến dạng
τ
εO
Cát rời
Ứngsuấtđỉnh
Cát chặt
ε
-ΔV
Cát rời
Cát chặt
+ΔV
Co ngót
(giảm)
Nở (tăng)
Ứngsuấtcựchạn

3.1 Mô hình nền biến dạng cục bộ (cho đất yếu)
CHƯƠNG 3: CÁC DẠNG MÔ HÌNH NỀN
Mô hình nền 1 thông số
3.1.1 Mô hình nền 1 thông số: Cz
h=Df
N
h=Df
N
s

Cz = f (z,F,t)
( )
0
0
2
1
P
P
F
ba
CCz ⎥
⎦
⎤
⎢
⎣
⎡ +
+=
• Theo Vesic:
( )2
0
0
1 ν−
=
b
E
Cz
• Theo Terzaghi:
- Đối với đất rời
2
3,0
2
3,0
⎥⎦
⎤
⎢⎣
⎡ +
=
b
mb
CC mzz
- Đối với đất dính
b
m
CC mzz
3,0
3,0=

Quan hệ P-S thí nghiệm bàn nén hiện trường
S
0
S
P P
Với Cz 0.3m là hệ số nền khi thí nghiệm bàn nén hiện
trường (Cz = P/S, bàn nén có đường kính = 0,3m)
S
P
Ck z ==⇒

3.1.2 Mô hình nền 2 thông số: Cz và Cx
S
N
H
Δ
P(x) = Cx Δ
Px = H/F Δ×
=⇒
F
H
Cx
- Nếu F > 50 m2
Cx = 0,7 Cz
- Nếu F ≤ 50 m2 0
0
)(2
17,0
P
P
F
ba
CCx ⎥⎦
⎤
⎢⎣
⎡ +
+=

3.1.3 Mô hình nền 3 thông số: Cz ,Cx và Cϕ
J
M
C
ϕ
ϕ =
ϕ
S
N
H M
Δ
- Nếu F > 50 m2
Cx = 0,7 Cz
- Nếu F ≤ 50 m2
J: moment quán
tính của móng
( )
0
0
32
1
P
P
F
ba
CC ⎥⎦
⎤
⎢⎣
⎡ +
+=ϕ

3.2 Các mô hình lưu biến
3.2.1 Định nghĩa: Là các mô hình diễn tả sự tương
quan giữa ứng suất σ (hoặc lực Q) và biến dạng ε
(hoặc Δl)
ñaøn hoài
σ (Q)
0
σ (Q)
ε (Δl)
ñaøn hoài
deûo
0 ε (Δl)
tröôït

σ (Q)
0
Prandtl
σ (Q)
ε (Δl)
Saint - Vernant
Vaät theå deûo cöùng
0 ε (Δl)
Ñaøn - deûo
σc
εc
σ (Q)
0 ε (Δl)
Ñaøn - deûo taêng tieán
σc
εc
Vaät lieäu doøn Ñaát - neàn moùng Kim loaïi - Keát caáu theùp
Quan hệ giữa ứng suất và biến dạng

3.2.2 Các mô hình lưu biến cơ bản
a) Mô hình đàn hồi (lò xo = clastic spring)
hoaëc
σ=E.ε
σ
0 ε
ε
E,K E,K
(Δl)
Q
σ (neùn hay keùo)
Mô hình đàn hồi
Phương trình trạng thái:
σ = E ε
hay Q = E Δl

b) Mô hình nhớt (ống nhún = Dash pot): Là mô hình
xét đến tính nhớt của vật liệu, có xét đến thời gian.
Mô hình nhớt
Phương trình trạng thái:
σ
σ=η.ε
0 dε/dt
η
σ
dt
dε
ησ =
•
= εησ

c) Mô hình dẻo (ngàm trượt): Là mô hình xét đến tính
dẻo của vật liệu
Mô hình nhớt
Q ≥ K (trượt, chạy)
Q < K (Δl = 0)
σ0 = K
Δl
Q(σ)

3.2.3 Các mô hình đàn - nhớt tuyến tính
Mô hình Kelvin
σ = σE + ση
ε = εE = εη
E
σ
η
a) Mô hình Kelvin: Dựa trên thí nghiệm đàn hồi, thí
nghiệm nhớt xảy ra đồng thời (mắc song song, σi =
const; εi = f(t) )
εσ E=
•
= εησ
•
+= εηεσ E

Mô hình Maxwell
σ = σE = ση
ε = εE + εη
b) Mô hình Maxwell: Dùng để nghiên cứu sự chùng
ứng suất (Mô hình mắc nối tiếp, εi = const; σi = f(t).)
E
η
σ

3.2.4 Các mô hình đàn - dẻo
Mô hình đàn-dẻo; mắc nối tiếp
Lực:
Q = QE = QK
Chuyển vị:
q = Δl = qE + qK
a) Mắc nối tiếp
K
Q(σ)
QE
E
QK

Mô hình đàn-dẻo; mắc song song
Lực:
Q = QE + QK
Chuyển vị:
q = Δl = qE = qK
b) Mắc song song:
K
Q(σ)
QE
E
QK

3.2.5 Các mô hình đàn - nhớt - dẻo
Mô hình đàn-nhớt-dẻo
K
η
σ
E0
E
E1
η K
E2
σ

3.3 Các dạng mô hình lưu biến khác để tính toán nền móng
Một số mô hình lưu biến
ηE
σ
Terzaghi Biot
σ
η
E1
E2
Gibon
Schiffman
η
σ
Taylor
σ
η
σ
η
XDDD - CN CÑ - TL
σ
η
(Đất TP.HCM và ĐBSCL)

4.1 Khái niệm về móng cọc
CHƯƠNG 4: MÓNG SÂU
Nền của móng cọc
Hệ cọc
Đài cọc- Móng cọc: Móng sâu
- Đài cọc:
- Hệ cọc:
4.2.1 Theo vật liệu cọc
4.2 Phân loại móng cọc
4.2.2 Theo khả năng chịu tải
4.2.3 Theo chiều sâu đặt đài
4.2.4 Theo đặc tính chịu lực

4.3 Cấu tạo cọc bê tông cốt thép
D
L
Cốt thép dọc
Cốt thép đai
1-1,5D
150
1000 Móc cẩu, φ16
φ6 a100
1000
φ6 a100
φ20,1m
D
L

A-A
Hộp nối cọc
AA
Mũi thép
Mối hàn
Đoạn đầu cọc
NỐI CỌC
Hình 3.6 Cấu tạo chi
tiết cọc và nối cọc

hh
THEÙP HOÄP ÑAÀU COÏC TL : 1/10
350350
8x350x180
180
=8mm 11
334x180x8
350x350x8
10
9
3Ø20
3 - 3
230x130x10
(CHIEÀU CAO ÑÖÔØNG HAØN h=10mm) TYÛ LEÄ 1/10
CHI TIEÁT BAÛN THEÙP ÑAÀU COÏC
9
11
250x250x8
3Ø20
10
Löôùi theùp φ6
LÖÔÙI THEÙP ÑAÀU COÏC TL : 1/10
5850
5850
300x300x10
4 - 4
TL :1/10
COÏC CBT-1
350x350x8
9
COÏC CBT-2
12
CHI TIEÁT B NOÁI COÏC CBT-1 & CBT-2
TYÛ LEÄ :1/10
200x200x12
12
CHI TIEÁT MUÕI COÏC
TL: 1/10
4Ø18
1
Ø20
3
MC 2-2
TL: 1/10
HAØN CHUÏM ÑAÀU

1Ø20
CHI TIEÁT COÏC BEÂTOÂNG CBT1
3
12Ø
6a50
Ø6a100 12Ø
6a200
2
Ø6
1
TL : 1/20
2Ø18
2Ø18
Ø18
1
11Ø
6a100
4 3 löôùi theùp haøn Ø6a50 loaïi B
12Ø
6a50
1 löôùi theùp haøn Ø6a50
Baûn theùp ñaàu coïc
loaïi A
1 löôùi theùp haøn Ø6A50
3 löôùi theùp haøn Ø6a50 loaïi B
loaïi A
1Ø20
CHI TIEÁT COÏC BEÂTOÂNG CBT2
3
14Ø
6a50
11Ø
6a100
Ø6
2
6
TL : 1/20
13Ø
6a200
2Ø18
2Ø18 Ø18
6
4
12Ø
6a100
3 löôùi theùp haøn Ø6a50 loaïi B
14Ø
6a50
loaïi A
1 löôùi theùp haøn Ø6a50

4.4 Trình tự tính toán móng cọc:
1. Dữ liệu tính toán
- Dữ liệu bài toán và các đặc tính của móng cọc
- Số liệu tải trọng (tính toán)
- Chọn vật liệu làm móng: mác BT, cường độ thép,
tiết diện và chiều dài cọc (cắm vào đất tốt > 1,5 m),
đoạn neo ngàm trong đài cọc (đoạn ngàm + đập đầu
cọc ≈ 0,5 – 0,6m); chọn cốt thép dọc trong cọc: Φ và
Ra .

Sơ đồ tính toán móng cọc
Qs
Qp
4
Ntt
Htt
Mtt

2. Kiểm tra móng cọc làm việc đài thấp
E ≥ H
2
2
1
fa
p
DbK
FS
K
H γ⎟⎟
⎠
⎞
⎜⎜
⎝
⎛
−≤
bK
FS
K
H
D
a
p
f
γ⎟⎟
⎠
⎞
⎜⎜
⎝
⎛
−
≥
2
Df ≥ 0,7 hmin
b
H
h
γ
ϕ 2
2
45tan 0
min ⎟
⎠
⎞
⎜
⎝
⎛
−=
Kp = tan2 (450 + ϕ/2)
Ka = tan2 (450 - ϕ/2)
FS = 3 (áp lực sau đài
chưa đạt trạng thái bị
động)
b : cạnh của đáy đài theo
phương vuông góc với H

3. Xác định sức chịu tải của cọc Pc
- Theo vật liệu làm cọc
Qa = ϕ (Rb Ab + Ra Aa)
v = 2 v = 0,7 v = 0,5
Đầu cọc ngàm trong
đài và mũi cọc nằm
trong đất mềm
đài và mũi cọc tựa
trong đất cứng hoặc đá
đài và mũi cọc ngàm
trong đá

* Cọc khoan nhồi, cọc barrette, cọc ống nhồi bêtông
Qa = (Ru Ab + Ran Aa)
Ru : cường độ tính toán của bê tông
Ru = R/4,5; Ru ≤ 6 MPa: khi đổ bêtông dưới nước, bùn
Ru = R/4; Ru ≤ 7MPa: khi đổ bêtông trong hố khoan khô
R : mác thiết kế của bê tông
Ran : cường độ tính toán cho phép của cốt thép
Φ < 28mm, Ran = Rc/1,5; Ran ≤ 220 MPa.
- Theo điều kiện đất nền:
+ Theo chỉ tiêu cơ học
p
pp
s
ss
p
p
s
s
a
FS
qA
FS
fA
FS
Q
FS
Q
Q +=+=

FSs : hệ số an toàn cho thành phần ma sát bên; 1,5 ÷ 2,0
FSp hệ số an toàn cho sức chống dưới mũi cọc; 2,0 ÷ 3,0
FS : hệ số an toàn chung, chọn 2 ÷ 3
FS
qAfA
FS
QQ
FS
Q
Q ppsspsu
a
+
=
+
==
Thành phần chịu tải do ma sát xung quanh cọc Qs
fs = ca + σh’ tanϕa
= ca + Ks σv’ tanϕa
ca , ϕa = c, ϕ : cọc đóng, ép bêtông cốt thép
ca , ϕa = 0,7[c, ϕ] : cọc thép (bảng 3.28/213).
Ks = K0 = 1 - sinϕ (đất)
Ks = 1,4 K0 (khi đất nền bị nén chặt do đóng cọc)
μ
μ
ξ
−
==
1
sK OCRKs )sin1( ϕ−=

Thành phần sức chịu mũi của đất dưới mũi cọc Qp
* Phương pháp Terzaghi:
qp = 1,3 c Nc + γ h Nq + 0,6 γ rp Nγ (rp: b/kính cọc tròn)
qp = 1,3 c Nc + γ h Nq + 0,4 γ d Nγ (d: cạnh cọc)
Nc , Nq , Nγ : hệ số sức chịu tải, xác định theo Terzaghi,
bảng 3.5/174. γ Df = σ’v
* Phương pháp Meyerhof:
qp = c N’c + q’ N’q
N’c, N’q : xác định từ biểu đồ 3.28/178
* TCXD 205-1998:
qp = c Nc + σ’v Nq + γ d Nγ

+ Theo chỉ tiêu vật lí
Qa = km (Rp Ap + u Σ fsi li) (21-86)
km = 0,7 : cọc chịu nén; km = 0,4 : cọc chịu nén
Qtc = mR qp Ap + u Σ mf fsi li (205-1998)
k
Q
Q tc
a = k =1,4 ÷ 1,75
=> Chọn Pc = min (Pvl ; Pđn)
mR , mf : hệ số điều kiện làm việc của đất ở mũi cọc
mà bên hông cọc, bảng 3.18/201.
Rp : sức chịu tải đơn vị diện tích của đất dưới mũi cọc,
bảng 3.19/201.
fsi : lực ma sát đơn vị giữa đất và cọc, bảng 3.20/202

Qtc = m (mR qp Ap + u Σ mf fsi li) (205-1998)
* Cọc khoan nhồi, barrette:
. Đất dính, qp tra bảng 3.25/204
. Đất rời, qp được tính
qp = 0,75 β (γ’ dp Ak
0 + α γ L Bk
0): cọc nhồi, cọc
barrette, cọc ống lấy nhân.
qp = β (γ’ dp Ak
0 + α γ L Bk
0): cọc ống giữ nguyên nhân
γ’ : trọng lượng riêng của đất dưới mũi cọc
γ : trọng lượng riêng của đất nằm trên mũi cọc
Các hệ số α, β, Ak0, Bk0 tra bảng 3.24/204.

N : Số SPT
: Số SPT trung bình trong khoảng 1d dưới mũi cọc và
4d trên mũi cọc. Nếu > 60, khi tính toán lấy = 60; nếu
>50 thì trong công thức lấy = 50.
Nc : giá trị trung bình SPT trong lớp đất rời.
Ns : giá trị trung bình SPT trong lớp đất dính.
Ap : diện tích tiết diện mũi cọc
Lc : Chiều dài cọc nằm trong lớp đất rời (m).
Ls : Chiều dài cọc nằm trong lớp đất dính (m).
Ω : Chu vi tiết diện cọc (m).
Wp : Hiệu số giữa trọng lượng cọc và trọng lượng đất bị cọc
thay thế
+ Theo thí nghiệm SPT (TCXD 195 )
N

Qu = qp Ap + fs As
+ Theo thí nghiệm CPT
N
qp: cường độ chịu mũi cực hạn của đất ở mũi cọc được xác định
cq
sức kháng xuyên trung bình lấy trong khoảng 3d
phía trên và 3d phía dưới mũi cọc
fs : Cường độ ma sát giữa đất và cọc được suy từ sức
kháng mũi ở chiều sâu tương ứng
i
ci
si
q
f
α
=
=> Sức chịu tải của cọc cuối cùng sẽ lấy theo kết quả thí
nghiệm nén tĩnh hiện trường.
ccp qkq =

4. Chọn số lượng cọc và bố trí cọc
=> bố trí cọc khoảng (3 ÷ 6)d, cấu tạo đài có mép đài
cách mép cọc ngoài ≥ 100 ÷ 150mm.
β = 1,2 ÷ 1,6
c
đ
tt
c
tt
P
QN
P
N
n
+
==
∑ ββ
5. Kiểm tra sức chịu tải của cọc (lực tác dụng lên cọc)
∑∑
∑ ++= 2
i
max
tt
x
2
i
max
tt
y
tt
max
y
yM
x
xM
n
N
P
∑∑
∑ ++= 2
i
i
tt
x
2
i
i
tt
y
tt
)y,x(
y
yM
x
xM
n
N
P
Pmax ≤ Pc (Qa)
Pmin ≤ Pn
Pmin ≥ 0

- Kiểm tra sức chịu tải của cọc làm việc trong nhóm.
Hệ số nhóm η:
Pnh = η nc Pc > Ntt + Qđ
n1 : số hàng cọc
n2 : số cọc trong 1 hàng
d : đường kính hoặc cạnh cọc
s : khoảng cách giữa các cọc
⎥
⎦
⎤
⎢
⎣
⎡ −+−
−=
21
1221
90
)1()1(
1
nn
nnnn
θη
⎟
⎠
⎞
⎜
⎝
⎛
=
s
d
arctgθ [deg]

6. Kiểm tra ứng suất dưới mũi cọc (móng khối qui ước)
Fqu = Lqu Bqu
= [(L - 2x) + 2 lc tanα] [(B - 2y) + 2 lc tanα]
y
tc
y
x
tc
x
qu
tc
qu
minmax/
W
M
W
M
F
N
±±=σ
∑
qu
tc
qu
tb
F
N∑=σ
)DcBhAb(
k
mm
R II
*
qu
tc
21
IItb +γ+γ=≤σ
σmax ≤ 1,2 RII σmin ≥ 0

7. Kiểm tra độ lún của móng cọc
S ≤ Sgh = 8 cm
hp tbgl γσ −=
gl
z
gl pk=σ
i
i
ii
n
i
n
i
i h
e
ee
SS
1
21
11 1+
−
== ∑∑ ==
iioi
n
i
hpaS Δ= ∑=1
ii
oi
i
n
i
hp
E
S Δ= ∑=
β
1

7. Kiểm tra chuyển vị ngang của cọc
- Tính toán cọc chịu tải trọng ngang
- Kiểm tra chuyển vị ngang cho phép
H ≤ Png (Png : sức chịu tải ngang của cọc
3
01000 l
EJ
P
ng
ng
Δ
=
β [T]
Δng = 1 cm: chuyển vị ngang tại đầu cho phép
EJ : độ cứng của cọc
β = 0,65 : khi cọc đóng trong đất sét
β = 1,2 : khi cọc đóng trong đất cát
l ≈ 0,7 d ; d [cm]: cạnh hay đường kính cọc.

9. Kiểm tra điều kiện xuyên thủng của đài
Pxt ≤ Pcx
Pxt = Σ phản lực của những cọc nằm ngoài tháp
xuyên ở phía nguy hiểm nhất
Pcx = 0,75 Rk Stháp xuyên
10. Xác định nội lực và bố trí cốt thép
- Tính moment: dầm conxôn, ngàm tại mép cột, lực
tác dụng lên dầm là phản lực đầu cọc.
00 9,0 hR
M
hR
M
F
a
g
a
g
a ≈=
γ

11. Một số vấn đề thi công cọc
- Tính móc cẩu để vận chuyển và thi công cọc
L
0,207L 0,207L0,586L
Mmax = 0,0214 qL2
0,293L
Mmax = 0,043 qL2
- Nếu cọc đóng thì chọn búa đóng E ≥ 25 Pc
5≤
+
E
qQ

- Thực tế chọn máy ép tải trọng gấp 2 lần Ptt của cọc.
- Tính độ chối thiết kế, etk ≈ 2 mm
k: h/s đồng nhất vật liệu = 0,7; m: h/s đk làm việc =
0,9÷1; PS : sức chịu tải cọc đơn theo đk đất nền; Ap:
diện tích tiết diện ngang cọc; q: trọng lượng cọc; Q:
trọng lượng búa (thường chọn = 1÷1,25Q); h: chiều cao
rơi búa; n: hệ số = 15 kG/cm2 cho cọc BTCT, = 10
kG/cm2 cho cọc gỗ không mũ.
- Độ chối thực tế là độ lún trung bình của 10 nhát búa
cuối cùng.
qQ
qQ
AnP
mk
P
hQAnmk
e
pSS
p
tk
+
+
⎟⎟
⎠
⎞
⎜⎜
⎝
⎛
+
=
2,0
1

4.5 Cọc chịu tải trọng ngang
(Theo TCXDVN 205-1998)
M0
y
H0
σ’
y (kN/m2
)
z
L
z
Sơ đồ làm việc của cọc chịu tải trọng ngang

Sơ đồ tác động của moment và tải ngang lên cọc
ψ
H
MN
Δn
ψ0
y0
z
l
H0=1
δHH
δH M
z
M0=1
δMH
δM M
z
N
H
l
l0
l

- Áp lực tính toán σz [T/m2]:
⎟⎟
⎠
⎞
⎜⎜
⎝
⎛
++−= 13
0
12
0
1
0
10 D
IE
H
C
IE
M
BAyz
K
bbdbbdbd
e
bd
z
ααα
ψ
α
σ
- Moment uốn Mz [Tm]:
3
0
303030
2
D
H
CMBIEAIyEM
bd
bbdbbdz
α
ψαα ++−=
- Lực cắt Qz [T]
404040
2
40
3
DHCMBIEAIyEQ bdbbdbbdz ++−= αψαα

ze : chiều sâu tính đổi, ze = αbd z
le : chiều dài cọc trong đất tính đổi, le = αbd l
αbd : hệ số biến dạng, bc : chiều rộng qui ước của cọc, d ≥
0,8 m => bc = d + 1 m; d < 0,8 m => bc = 1,5d + 0,5 m
(TCXD 205-1998)
5
IE
Kb
b
c
bd =α
- Chuyển vị ngang δHH , δHM , δ-MH , δMM do các
ứng lực đơn vị
03
1
A
IEbbd
HH
α
δ =
02
1
B
IEbbd
HMMH
α
δδ ==
0
1
C
IEbbd
MM
α
δ =

A0 , B0 , C0 , D0 tra bảng 4.2/250
- Moment uốn và lực cắt của cọc tại z = 0 (mặt đất)
H0 = H
M0 = M + H l0
- Chuyển vị ngang y0 và góc xoay ψ0 tại z = 0 (mặt đất)
y0 = H0 δHH +M0 δHM
ψ0 = H0 δMH +M0 δMM
- Chuyển vị ngang của cọc ở cao trình đặt lực hay đáy
đài
IE
Ml
IE
Hl
ly
bb
n
23
2
0
3
0
000 +++=Δ ψ

- Góc xoay của cọc ở cao trình đặt lực hay đáy đài
IE
Ml
IE
Hl
bb
0
2
0
0
2
++=ψψ
* Ổn định nền xung quanh cọc
( )IIv
I
z
y ctg ξϕσ
ϕ
ηησ +≤ ,
21
cos
4
vp
vp
MnM
MM
+
+
=2η

σv’ : ứng suất hữu hiệu theo phương đứng tại độ sâu z
γI : trọng lương riêng tính toán của đất
cI , ϕI : lực dính và góc ma sát trong tính toán của đất
ξ : hệ số = 0,6 cho cọc nhồi và cọc ống, = 0,3 cho các cọc
còn lại
η1 : hệ số = 1 cho mọi trường hợp; trừ ct chắn đất,
chắn nước = 0,7
η2 : hs xét đến tỉ lệ ảnh hưởng của phần tải trọng
thường xuyên trong tổng tải
Mp : moment do tải thường xuyên
Mv : moment do tải tạm thời
n = 2,5, trừ:
n = 4 cho móng băng
n = công trình quan trọng, le < 2,5 lấy n = 4; le > 2,5 lấy
n = 2,5

4.6 Ma sát âm
4.6.1 Hiện tượng ma sát âm
- Khi đất nền lún
xuống kéo cọc lún
theo sẽ tạo ra lực
ma sát âm tác dụng
lên cọc.
- Lực ma sát âm
này có chiều đi
xuống làm tăng lực
tác dụng lên cọc và
làm giảm khả năng
chịu tải của cọc.
fs > 0
z
N
fs > 0
fs < 0
Vùng đất
gây ra ma
sát âm
Qp
Hiện tượng ma sát âm

4.6.2 Các nguyên nhân gây ra hiện tượng ma sát âm
- Đắp phụ tải lên nền đất sau khi đóng cọc
- Chất phụ tải lên nền nhà khi sử dụng móng cọc
- Cọc đi quá lớp đất yếu là than bùn mà đất nền còn
trong giai đoạn lún (tốc độ lún của nền đất lớn hơn
tốc độ lún của cọc)
- Khai thác hoặc hạ mực nước ngầm.

4.6.3 Tính toán ma sát âm
- Tính toán độ lún của đất nền
i
i
ii
n
i
n
i
i h
e
ee
SS
1
21
11 1+
−
== ∑∑ ==
ii
i
i
n
i
hp
E
S Δ= ∑=
β
1
- Xác định chiều sâu ảnh hưởng z (gây ra ma sát âm)
)1(
s
p
S
S
hz −=
h: bề dày lớp đất yếu
Sp : độ lún của cọc
Ss : độ lún của nền
- Tính lực ma sát âm (fs < 0)
QNSF = As fs = U z fs

4.6.4 Các biện pháp ngăn ngừa ma sát âm và chống ma
ma sát âm
- Không chất phụ tải lên nền có móng cọc
- Không san lấp nền sau khi đóng cọc (Nếu san lấp
nền thì phải tính thời gian cố kết của đất nền dưới tác
dụng của tải san lấp để độ lún của đất nền không gây
ảnh hưởng ma sát âm lên cọc)
- Không khai thác, hạ mực nước ngầm
- Dùng hệ sàn và cọc bê tông cốt thép giảm tải để
chống ma sát âm

CHƯƠNG 5: CÁC GIẢI PHÁP XỬ LÍ VÀ GIA CỐ
NỀN ĐẤT YẾU
5.1 Đệm vật liệu rời (đá, sỏi, cát)
5.2 Cọc vật liệu rời ( cọc đá, cọc sỏi, cọc cát)
5.3 Cọc đất trộn vôi, đất trộn xi măng
5.4 Gia tải trước
5.5 Giếng cát gia tải trước
5.6 Bấc thấm
5.7 Bơm hút chân không
5.8 Cừ tràm
5.9 Phun xịt xi măng

5.1 Đệm cát
- Chiều dày lớp đất yếu < 5m; ctrình vừa, nhỏ, nhà công
nghiệp > dùng lớp đệm để thay thế toàn bộ lớp đất
yếu
- Làm tăng sức chụi tải của nền đất (được thay bởi lớp
đất tốt hơn)
- Làm giảm độ biến dạng
- Làm tăng khả năng chống trượt khi có tải trọng ngang
- Ưu: sử dụng vật liệu địa phương, pp thi công đơn giản
- Khuyết: thích hợp cho công trình nhỏ; ctrình bên cạnh
ao, hồ, ông, biển thì cần phải có biện pháp ngăn ngừa
hiện tượng cát chảy. Khi MNN cao thì dùng γ’ nên
không hiệu quả.

• Tính toán lớp đệm cát
Df
Ntt
h
σz
2σbt
1
pgl
hđ
bđ
α b

Xác định hđ
σbt
1+ σz
2 ≤ Rtc(Df + hđ) ≈ RII (Df + hđ)
σbt
1 = γ Df + γđ hđ
σz
2 : Ư/s do tải trọng ngoài tại đáy lớp đệm
σz
2 = k0 pgl = k0 (p - γ Df)
k0 = f (l/b, z/b)
])([ *21
DchDBAb
k
mm
R đfz
tc
II +++= γγ
bz : bề rộng móng tính đổi
l
N
b
2
tc
z
σ
= ∑ - Móng băng
* ĐK 1:

a = (l-b)/2
- Móng chữ nhật
S = Sđệm + Sđất ≤ Sgh
aaFb 2
zz −+=
2
tc
z
N
F
σ
= ∑
* ĐK 2:
- Để đơn giản hơn, ta có thể chọn hđ rồi kiểm tra lại
đk1 và đk2.
- hđ được chọn bằng bề dày lớp đất yếu và ≤ 3m

1.510.5
6
5
4
3
2
1
l/b = 00
l/b = 2
l/b = 1
R1/R2
K
R1: Cường độ của lớp
đệm
R2: Cường độ của đất
bên dưới lớp đệm
Biểu đồ xác định hđ

Xác định bđ :
Tính bề rộng đáy lớp đệm vật liệu rời với gải thiết góc
truyền ứng suất nén trong nền đất là α ≈ ϕđ = 30 ÷ 350.
bđ = b + 2 hđ tan300
Một số vấn đề thi công lớp đệm cát
- Đào bỏ hết lớp đất yếu
- Dùng loại cát hạt to, trung, hàm lượng chất bẩn ≤ 3%
- Rải từng lớp dày 20 – 30cm, tưới nước vừa đủ ẩm
(Wopt) và đầm.
- Có thể thay cát bằng các loại đất tốt khác: cát pha sét
lẫn sỏi, sỏi đỏ.

5.2 Cọc vật liệu rời (cọc đá, cọc sỏi, cọc cát)
- Các công trình chịu tải trọng không lớn trên nền đất
yếu như: gia cố nền nhà kho, gia cố nền đường, gia
cố đoạn đường vào cầu, gia cố nền các bến, bãi, ...
thường sử dụng cọc vật liệu rời để gia cố nền.
- Điều kiện là cọc vật liệu rời phải chịu được tải trọng
đứng và chất lượng làm cọc phải ổn định, đồng
nhất.
5.2.1 Phạm vi sử dụng:

5.2.2 Cấu tạo cọc vật liệu rời:
D
As
Ac
σs
σc
σ=σtb
ϕc, c
ϕs
Cấu tạo cọc
vật liệu rời

5.2.3 Các cơ chế phá hoại của cọc vật liệu rời:
Các dạng phá hoại của cọc vật liệu rời
a. Phaù hoaïi phình ra hai beân b. Phaù hoaïi caét c. Phaù hoaïi tröôït
Khi coïc raát daøi choáng
leân neàn ñaát cöùng
Khi coïc ngaén choáng
leân neàn ñaát toát
Khi coïc ngaén choáng
leân neàn ñaát yeáu
Ma saùt
maët beân
Söùc khaùng muõi coïc

5.2.4 Tính toán cọc vật liệu rời:
- Xác định vùng ảnh hưởng - đường kính hiệu quả:
Cọc bố trí vuông : De = 1,13 S
Cọc bố trí tam giác: De = 1,05 S
De : khoảng cách tính toán giữa các cọc;
S: khoảng cách thực giữa các cọc
- Xác định tỉ diện tích thay thế:
as : tỉ diện thay thế
As : diện tích ngang của cọc vật liệu rời
Ac : diện tích ngang của phần đất yếu xung quanh cọc
C1: hằng số phụ thuộc vào vào dạng bố trí cọc. Nếu bố
trí hình vuông, C1 = π/4; Nếu bố trí tam giác đều
AAA
a
cs
s
ss AA
=
+
=
2
1 ⎟
⎠
⎞
⎜
⎝
⎛
=
S
D
Cas
32/1 π=C

- Xác định ứng suất tác dụng lên cọc và đất:
Ứng suất tác dụng lên đất:
[ ]
σμ
σ
σ c
s
c
an
=
−+
=
)1(1
Ứng suất tác dụng lên cọc:
[ ]
σμ
σ
σ s
s
s
an
n
=
−+
=
)1(1
σ = σtb : là áp lực do tải trọng ngoài tác dụng.
n = σs/σc : là hệ số tập trung ứng suất được xác định từ
thí nghiệm ở hiện trường
μc , μs : tỉ số ứng suất trên đất nền và trên cọc so với
ứng suất trung bình

- Khả năng chịu tải giới hạn của cọc đơn riêng biệt:
Kp,s : hệ số áp lực chủ động của cọc
σ’h, max : ứng suất hữu hiệu tối đa của đất xung quanh
cọc có thể gánh đở.
max,,,
2
''
24
hspsh
s
ult Ktgq σσ
ϕπ
=⎟
⎠
⎞
⎜
⎝
⎛
+=
- Độ lún của cọc đơn riêng biệt:
β
σ
σ
σ
σ
===
ccc ha
ha
S
S
0
00
Sc : Độ lún của đất có gia cố
S0 : Độ lún của đất không có gia cố
β : Hệ số giảm độ lún
σ
σc
c SS 0=

- Khả năng chịu tải giới hạn của nhóm cọc vật liệu rời:
ββσ tgctgq tbult 22
3 +=
u
c
fc c
tgB
D 2
2
3 ++=
βγ
γσ
2
450 tbϕ
β +=
)(
1
sss
tb
tgatg ϕμ
ϕ =
ustb cac )1( −=
Góc ma sát tb của hỗn hợp đất-cọc
Lực dính tb của hỗn hợp đất-cọc
γc: Trọng lượng riêng
của đất
B: Bề rộng móng
β: góc nghiêng của mặt
trượt
cu: lực dính không
thoát nước của đất
ϕs: góc ma sát trong
của vật liệu rời
ϕtb: góc ma sát trong
của đất hỗn hợp
ctb: lực dính của đất
hỗn hợp

5.3 Cọc đất trộn xi măng / đất trộn vôi
5.3.1 Phạm vi sử dụng
5.3.2 Phương pháp tính toán cọc đất xi măng / trộn vôi
5.3.3 Phương pháp thi công cọc đất trộn xi măng

5.4 Gia tải trước
5.4.1 Tính toán tải trọng gia tải cho phép để đất nền
không bị phá hoại, p ≤ pgh
Để đơn giản lấy ϕ = 0 => A = 0, B = 1, D = 3,14 = π
Pgh = π c
Chiều cao lớp gia tải là
h = pgh / γ
)*( cDDBbAmRp f
tc
gh ++== γγ
)*(21
cDDBbA
k
mm
Rp f
tc
IIgh ++== γγ

5.4.2 Tính toán cố kết đất nền
p
h
1 1
dz
Nền đất không thấm
Biên thoát nước
z
2h
Biên thoát nước
h
Cát thoát nước
h
vT
t eU 4
2
2
8
1
π
π
−
−=
wow
v
a
kk
a
e
C
γγ
=
+
= 11
t
h
C
T v
v 2
=
Khi Uv < 60% =>
Khi Uv > 60% => Tv = 1,781 – 0,933 log(100-Uv)
2
1004
⎟
⎠
⎞
⎜
⎝
⎛
= v
v
U
T
π

5.5 Giếng cát gia tải trước
- Thích hợp cho ct có kích thước bản đáy lớn: móng băng,
băng giao nhau, móng bè, nền đường, đê đập, …
- Dùng cho nền: cát nhỏ - bụi bảo hòa nước, đất dính bảo
hòa nước, bùn, than bùn, …
- Ưu điểm:
+ Tăng nhanh quá trình cố kết của đất nền
+ Tăng khả năng chịu tải của đất nền
+ Nền được lún trước do thoát nước & gia tải
+ Giảm mức độ biến dạng & biến dạng không đồng đều
của đất nền
+ Tăng khả năng chống trượt khi ct chịu tải ngang
- Nhược điểm:
+ Chỉ sử dụng hiệu quả cho ct tải trọng trung bình và
chiều dày lớp đất yếu không lớn
+ Thời gian thi công (gia tải) lâu
+ Không hiệu quả cho đất nền có k < 10-8 cm/s

Cấu tạo của giếng cát
2RL=2R
2r
Phản áp GIA TẢI TRƯỚC
Lớp đệm
kr
kz
kz
Hướng
thấm nước
z
h=2H
Giếng cát
Gồm 3 bộ phận chính: hệ thống giếng cát, lớp đệm & phụ tải

Tính toán giếng cát
hđệm = S + (30 ÷ 50) cm, chọn hđệm ≥ 0,5 m
S: độ lún ổn định của nền đất yếu
Chiều dày lớp đệm cát
Xác định đường kính d và khoảng cách giữa các giếng L
- Thường chọn đường kính giếng cát d = 40 cm
- Khoảng cách các giếng cát L = 2 ÷ 5 m, chọn L = 2 m
Xác định chiều sâu giếng cát lg
- Chiều sâu giếng cát lg ≥ Hnén (phạm vi chịu nén)
- σbt
1+ σz
2 ≤ Rtc
(Df + lg) ≈ RII (Df + lg)
- lg ≥ 2/3 Hđy
- Thường chọn lg = chiều sâu vùng đất yếu

Tính toán độ cố kết của nền đất
- Lời giải của Carrilo (1942) cho độ cố kết tổng hợp
Uv,r của thấm đứng Uv và thấm ngang Ur
Uv,r = 1 – (1 - Ur) (1 – Uv)
w
v
v
a
ek
c
γ
)1( 1+
=
2
H
tc
T v
v =
vT
v eU 4
2
2
8
1
π
π
−
−=
w
r
r
a
ek
c
γ
)1( 1+
= 2
4 R
tc
T r
r =
=> Uv
(Sơ đồ 0 )
=> Ur

Uv,r : độ cố kết tổng hợp
H = lg : chiều dài giếng cát (chiều dày vùng thoát nước)
R = L/2 : bán kính ảnh hưởng
L : khoảng cách qui đổi giữa các giếng cát
L = 1,13 S (sơ đồ hình vuông)
L = 1,05 S (sơ đồ tam giác đều)
S : khoảng cách thực giữa các giếng cát
r : bán kính giếng cát
cv : hệ số cố kết theo phương đứng
cr : hệ số cố kết theo phương bán kính (phương ngang)
a : hệ số nén lún
γw : trọng lượng riêng của nước

- Lời giải của Barron (1948)
⎟⎟
⎠
⎞
⎜⎜
⎝
⎛
−−=
)(
8
exp1
nF
T
U r
r
2
2
2
2
4
13
)(
1
)(
n
n
nLn
n
n
nF
−
−
−
=
r
S
r
L
r
R
n
22
≈==

- Tính độ lún theo thời gian St:
St = U S∞
- Xem nền không thay đổi:
h
e
ee
S
1
21
1+
−
=∞
hpaS
n
i
Δ= ∑=1
hp
E
S
n
i
Δ= ∑=
β
1

Cho đất cố kết trước nặng (OCR > 1, po + Δp ≤ pc )
⎟⎟
⎠
⎞
⎜⎜
⎝
⎛ Δ+
+
=
o
o
o
s
p
pp
e
hC
S log
1
Cho đất cố kết trước nhẹ (OCR > 1, po + Δp ≥ pc)
⎟⎟
⎠
⎞
⎜⎜
⎝
⎛ Δ+
+
+
+
=
c
o
o
c
o
c
o
s
p
pp
e
hC
p
p
e
hC
S log
1
log
1
⎟⎟
⎠
⎞
⎜⎜
⎝
⎛ Δ+
+
= ∑= oi
ioi
n
i i
ic
p
pp
e
hC
S log
11 0
Cho đất cố kết thường (OCR = 1)

- Xem đất nền được thay đổi:
* Theo Evgene
H
L
d
e
ee
S c
o
p
)
1
( 2
2
0
−
+
−
=
e0 : hệ số rỗng ban đầu của đất
ep : hệ số rỗng khi có tải trọng ngoài
dc : đường kính giếng cát
L : khoảng cách các trục của giếng cát
H : chiều dày lớp đất có giếng cát

* Theo GSTS Hoàng Văn Tân
n = R/r
e1g , e2g : hệ số rỗng của giếng cát trước và sau khi
nén, kinh nghiệm lấy e1g = 0,65, e2g = 0,55
e1đ , e2đ : hệ số rỗng của đất trước và sau khi nén,
lấy e1đ = e2đ .
H
L
d
e
n
e
e
n
e
S c
đg
đg
)
1
1
1
1
1
1
1
1
1( 2
2
2
2
2
1
2
1
−
+
−
+
+
+
−
+
+
−=

Theo kinh nghiệm thì c, ϕ tăng từ 1,5 ÷ 2 lần sau
mỗi lần gia tải, hoặc có thể xác định gần đúng
c*, ϕ* = [1+(1-Uv) (1-Ur)] c, ϕ
Một số vấn đề thi công giếng cát
Trình tự thi công gần giống như cọc cát
Với chiều sâu giếng < 12m, có thể dùng các loại máy
đào cần trục hoặc các loại máy rung có lực kích từ
10-20T, thực tế hay dùng 14T.

5.6 Bấc thấm
Qui đổi bấc thấm
a
b
dw=2(a+b)/ πdw=(a+b)/2

Lời giải Hansbo (1979) cho bấc thấm, bản nhựa thấm:
⎟
⎠
⎞
⎜
⎝
⎛
−−=
F
T
U r
r
8
exp1 2
e
r
r
D
tC
T =
w
h
r
a
k
C
γ0
=
De : khoảng cách giữa các thiết bị thoát nước
De = 1,13 S (sơ đồ hình vuông)
De = 1,05 S (sơ đồ tam giác đều)
S : khoảng cách thực giữa các thiết bị thoát nước
F = F(n) + Fs + Fr

4
3
)( −⎟⎟
⎠
⎞
⎜⎜
⎝
⎛
=
w
e
d
D
LnnF
biểu thị hiệu quả do khoảng
cách các thiết bị thoát nước
⎟⎟
⎠
⎞
⎜⎜
⎝
⎛
⎥
⎥
⎦
⎤
⎢
⎢
⎣
⎡
−⎟⎟
⎠
⎞
⎜⎜
⎝
⎛
=
w
s
s
h
s
d
d
Ln
k
k
F 1
biểu thị hiệu quả xáo trộn
của đất xung quanh thiết
bị thoát nước
dw : đường kính tương đương của thiết bị thoát nước
π
)(2 ba
dw
+
=
2
)( ba
dw
+
=
(BXD)
a: bề rộng, b: bề dày thiết bị thoát nước

ds : đường kính vùng bị xáo trộn kết cấu đất xung
quanh thiết bị thoát nước
w
h
r
q
k
ZLZF )( −= π biểu thị hiệu quả sức cản thấm
của các thiết bị thoát nước.
L : chiều dày lớp đất yếu
Z : khoảng cách từ mặt đất đến chổ kết thúc thoát nước
qw : khả năng thoát nước khi gradient thủy lực bằng 1

5.7 Bơm hút chân không
5.7.1 Phạm vi sử dụng
- Gia cố nền bằng phương pháp hút chân không (cố kết
chân không) được dùng cho các loại đất dẻo mềm bảo
hoà nước và kín khí như sét, bùn, yếu…..
- Có thể tiến hành quá trình cố kết chân không trên
phạm vi rộng, hoặc những nơi không thuận tiện cho việc
chất tải, những nơi không có vật liệu làm phụ tải.
- Có thể kết hợp quá trình cố kết chân không với việc
chất phụ tải để tăng khả năng chịu tải của đất nền.

Bơm hút chân
không
Thoaùt nöôùc phöông ñöùng
Heä oáng huùt chaân khoâng
Maùy bôm chaân khoâng
Heä thoáng huùt nöôùc chaân
khoâng (oáng coù ñuïc loã)
Lôùp caùt thoaùt nöôùc
AÙp suaát khoâng khíLôùp vaûi phuû
Dung dòch bentonite
Lôùp ñaát ñöôïc gia coá
Maùy bôm chaân khoâng

5.7.2 Sơ lượt về quá trình thi công
- Trên bề mặt lớp đất cần gia cố đặt vào đó một lớp cát dày
từ 5-6 m để thấm nước và tạo bề mặt bằng phẳng.
- Tiến hành thi công hệ thống thoát nước theo phương
thẳng đứng như giếng cát, cọc bản nhựa, bấc thấm.
- Lắp đặt hệ thống thoát nước theo phương ngang bằng hệ
thống ống lọc và ống dẫn nước hoặc khí ra ngoài.
- Xung quanh diện tích gia cố đào những rãnh nhỏ, sâu đến
lớp đất kín khí (sét, bùn).
- Một lớp vải bằng hổn hợp Polyethylen được phủ trên bề
mặt của diện tích và mép của vải được giữ chặt ở rãnh xung
quanh bằng việc chèn vào rãnh một dung dịch Bentonite
Plyacrolyte
- Bên ngoài diện tích lắp đặt hệ thống máy hút chân không
có thể hút được cả không khí và nước.
- Tiến hành hút chân không, trong quá trình hút không
được để không khí rò rỉ vào trong lớp vải.

5.8 Cừ tràm
Chiều dài cừ : lc = 4 ÷ 5 m, đường kính dc = 6 ÷ 10 cm.
Tính toán cừ tràm như cọc tiết diện nhỏ.
Chọn lc , dc ; thường chọn lc = 4 ÷ 5 m, dc = 6 ÷ 8 cm.
Xác định sức chịu tải của cừ:
- Theo vật liệu:
Pvl = 0,6 fc Rn
fc : diện tích tiết diện ngang 1cừ
Rn : cường độ chịu nén dọc trục của cừ
- Theo đất nền:
p
pp
s
ss
a
FS
qA
FS
fA
Q +=

Qtc = mR fc Rp + u Σmf fi li
Qa = Qtc /1,4
Qa = km (Rp fc + u Σmf fi li) ; km = 0,7
Hệ số mR , mf lấy như cọc BTCT
ca = 2/3 c ; ϕa = 2/3 ϕ
=> Chọn Pc = min (Qa); Pc ≈ 0,4 T
Tính số lượng cừ
c
đ
P
QN
n
+
=
F
n
n =0 Thường chọn mật độ 16 cây/m2, 25
cây/m2, 36 cây/m2, 49 cây/m2.
Các phần còn lại tính tương tự cọc BTCT
* Phần tính lún thì móng khối qui ước chỉ 2/3 lc .

CHƯƠNG 6: ĐẤT CÓ CỐT
6.1 Khái niệm
- Gia cường đất yếu bằng các cốt liệu khác tốt hơn để
gia cường khả năng chịu kéo của đất, tăng độ ổn
định và giảm biến dạng của công trình.
- Những vật liệu tổng hợp polyme, các sợi thép, sợi
thủy tinh… được đặt vào đất để tạo thành đất có
cốt. Tùy theo loại cốt gia cường mà nền có thể chịu
kéo, chịu nén, chịu cắt hoặc chịu uốn - cắt.
- Thanh gia cường dưới móng trên nền đất yếu.
- Tường đất yếu có cốt.
- Ổn định trượt của sườn dốc và nền đường, đê, đập
đắp cao bằng vải địa kỹ thuật (Geotextiles)

6.2. Thanh gia cường trong nền đất yếu
pgh
B
Mặt trượt
N
D>2/3B
Hình 6.1 Mặt trượt khi nền không có thanh gia cường
- Khi nền không có thanh gia cường: Khi nền đạt đến
pgh thì nền đất hình thành mặt trượt và đẩy phần đất
xung quanh móng trồi lên.
6.2.1 Nguyên lý làm việc:

N
pgh
B
T
D<2/3B
T
Khi nền có thanh gia cường: Khi nền đạt đến pgh, mặt trượt
hình thành trong nền có khuynh hướng bẻ cong và kéo thanh
gia cường tuột khỏi khối đất.
- Khi có ít hơn hai lớp gia cường chôn sâu nhỏ hơn 2/3B, mặt
trượt có khuynh hướng bẻ cong và kéo thanh gia cường ra
khỏi khối đất ổn định.
Hình 6.2 Mặt trượt khi nền có thanh gia cường

- Khi nền có lớp thanh gia cường lớn hơn 4:
B D<2/3B
Khi có hơn 4 lớp gia cường và đặt sâu < 2/3B, các lớp
tăng cưòng nằm gần đáy móng bị bẻ gảy ở vị trí tương
ứng với ứng suất cắt τxz cực đại. Mặt trượt trong nền
không còn liên tục do ngăn cách bởi thanh gia cường
chống trượt. Khu vực nền có gia cường khi bị trượt bị
chia làm hai, vùng I và vùng II.

Df
Thanh gia cường
txz(max)X
0
Vùng I Vùng II
B
x
z
A
A’’
A’’’
Hình 6.3 Mặt trượt khi nền có nhiều hơn 4 thanh gia cường

6.2.2 Tính toán thanh gia cường
Phân tố đất dưới móng băng không có thanh gia cường
x
z X0
F2
F1
S1
Df
q0
B
s(q0)

Phân tố đất dưới móng băng có thanh gia cường
x
z X0
F4
F3
S2
Df
qR
B
T(N=1)
s(qR)

Trường hợp không có cốt (tải tác động lên móng là q0)
F1 – F2 – S1 = 0
F1 và F2 : lực thẳng đứng; S1 : lực cắt
Trường hợp có cốt (tải tác động lên móng là qR)
F3 – F4 – S2 – T(N=1) = 0
F1 và F2 : lực thẳng đứng; S1 : lực cắt
T(N=1) : lực căng trong thanh gia cường
Nếu độ lún trong hai trường hợp trên bằng nhau, s, thì :
F2 = F4 T(N=1) = F3 – F1 – S2 + S1
)(1[
1
21
0
0
)1(
)( HABA
q
q
q
NN
T
T RN
N Δ−⎟⎟
⎠
⎞
⎜⎜
⎝
⎛
−==
=

Hệ số an toàn chống đứt của thanh gia cường
)(
)(
N
y
B
T
fnt
FS
ω
=
ω : chiều rộng của một thanh
t : chiều dày của thanh
n : số thanh trong một đơn vị chiều dài của móng
fy : sức chống giật đứt của vật liệu thanh gia cường
gọi ωn là mật độ phẳng LDR
)(
)(
)( LDR
T
ft
FS
N
y
B
⎥
⎥
⎦
⎤
⎢
⎢
⎣
⎡
=

Hệ số an toàn chống tuột của thanh gia cường
- Lực giữ thanh gia cường trong khối đất do lực ma
sát giữa đất và thanh
aBF ϕtan2= [lực pháp tuyến]
[ ]∫ +−+=
0
0
)])()()(()()(tan2 00
L
X
fRa DzXLLDRdxqLDR γσϕ
)(
)(
N
B
P
T
F
FS =
)])(()[(tan2 00
0
03 f
R
aB DzXL
q
q
BqALDRF +−+⎟⎟
⎠
⎞
⎜⎜
⎝
⎛
= γϕ

Độ lún của nền khi có thanh gia cường
S
r
E
qB
S
αν )1( 2
−
=
B : bề rộng móng
q : áp lực dưới đáy móng
ν : hệ số poisson
Es : mođun đàn hồi của đất nền
αr : hệ số hình dạng móng (=2)

6.3. Tường chắn gia cường bằng vải địa kỹ thuật
6.3.1 Khái niệm
Gia cố phần đất đắp sau tường bằng vải địa kỹ thuật,
lưới địa kỹ thuật hay các dải kim loại mỏng dẹp để tạo
ra các tường chắn đất mềm dẻo nhằm thay thế các
loại tường chắn đất cổ điển thường làm bằng các
tường BTCT cứng hoặc khối vữa xây dày và lớn
nhằm chống chịu áp lực ngang rất lớn của khối đất
đắp sau tường chắn

6.3.2. Cấu tạo tường có vải địa kỹ thuật:
Tường có vải địa kỹ thuật
Sv: khoảng cách giữa các lớp vải bằng chiều dày của lớp đất
Le: chiều dài neo giữ cần thiết của vải Le ≥1m
LR: chiều dài lớp vải nằm trước mặt trượt
Lo: chiều dài đoạn vải ghép chồng Lo ≥1m
Tổng chiều dài: ΣL= Le + LR + Lo + Sv
Chiều dài thiết kế L = Le + LR
H
SV
q
45o
+ϕ/2
+ =
Pa1=KaγH Pa2=Kaq
Mặt trượt Renkine
LeLR
Pa1+ Pa2
L0

6.3.3 Tính khoảng cách và các chiều dài lớp vải
T
Pa
SV
SV
Tính khoảng cách giữa các lớp vải
- Tính khoảng cách giữa các lớp vải Sv
S
va
F
T
SP =
Sa
v
FP
T
S =⇒
FS = 1,3 ÷ 1,5
T: cường độ chịu kéo
vải (kN/m)

- Tính chiều dài lớp vải nằm phía trước mặt trượt
- Tính chiều dài neo giữ cần thiết
m
tgzC
FPS
L
a
Sav
e 1
)(2
≥
+
=
δγ
LR = (H-z) tg(450 - ϕ/2)
- Tính chiều dài của đoạn vải ghép chồng với lớp kế tiếp
m
tgzC
FPS
L
a
Sav
1
)(4
0 ≥
+
=
δγ
- Chiều dài tính toán (thiết kế)
L = Le + LR (lấy số tròn)
- Tổng chiều dài thực tế của vải
ΣL= Le + LR + L0 + Sv

6.3.4 Kiểm tra ổn định tổng thể tường chắn
Ổn định tổng thể tường chắn
Hình a Hình b Hình c
- Kiểm tra chống lật đổ FSOT ≥ 2 (H.a)
- Kiểm tra chống trượt FSS ≥ 1,5 (H.b)
- Kiểm tra sức chịu tải nền bên dưới FSBC ≥ 2 (H.c)

- Kiểm tra chống trượt
- Kiểm tra chống lật đổ
- Kiểm tra sức chịu tải của nền đất dưới chân tường
P ≤ Pult
Pult = 0,5 Nγ γ B + Nq γ h + Nc c
P: áp lực do trọng lượng khối đất và tải trọng ngoài
tác dụng lên nền.
latgayM
latchongM
FSOT
∑
∑=
truotgayM
truotchongM
FSS
∑
∑=

6.4. Ổn định mái taluy nền đắp cao (đường, đê, đập)
trên đất yếu có gia cường vải địa kỹ thuật
6.4.1. Cơ sở xác định mặt trượt nguy hiểm nhất dựa vào
hệ số an toàn FS
- Dùng phương pháp phân mảnh (Xem lại CHĐ)
- Tính FS dựa vào ΣM chống trượt / ΣM gây trượt.
Nếu FS < 1,3 nền bị trượt phải gia cường vải địa kỹ
thuật.

6.4.2. Tính hệ số FS khi có vải địa kỹ thuật
Ổn định mái taluy
R
a
τi
wi
Ni
θi
b=0,1R
T1(vải)
T2
H
y1
y2
O
c

truotgayM
truotchongM
FS
∑
∑=
∑
∑∑
=
==
+Δ+
= n
i
ii
n
i
ii
n
i
ii
RW
yTRlctgN
FS
1
11
)sin(
)(
θ
ϕ
Đối với đất dính ϕ ≈ 0
∑
∑∑
=
==
+
= n
i
ii
n
i
ii
n
i
ii
XW
yTRLc
FS
1
11
Wi: trọng lượng của đất
trong lăng thể trượt
Xi: cánh tay đòn của lực Wi
Li: chiều dài cung trượt

Công trình trên_nền_đất_yếu

Recommandé

Recommandé

Contenu connexe

Tendances

Tendances (20)

En vedette

En vedette (16)

Similaire à Công trình trên_nền_đất_yếu

Similaire à Công trình trên_nền_đất_yếu (20)

Công trình trên_nền_đất_yếu