Chương 3 xử lý nền đất yếu CÔNG TRÌNH NGẦM

Chương XỬ LÝ NỀN ĐẤT YẾU CÔNG TRÌNH NGẦM 3.1 Các phương pháp xử lý Đất yếu kỹ thuật xây dựng gọi loại đất có tiêu sau đây: - Khả chịu lực yếu, thông thường loại đất có R < 100kPa (trong Rcường độ tính toán đất); - Mô đun biến dạng E0 nhỏ, thông thường E0< 5000kPa, loại đất dễ biến dạng, có độ lún lớn chịu tải trọng Ngoài tiêu nêu trên, đánh giá đất theo số tiêu khác hệ số rỗng ε, thông thường giá trị ε >1,0 gọi đất yếu tiêu trạng thái đất như: - Đối với đất dính đánh giá theo IL (độ sệt); - Đối với cát đánh giá theo độ chặt sở giá trị hệ số rỗng ε Các giá trị tiêu IL ε xác định từ kết khảo sát, thí nghiệm tính toán so sánh với giá trị giới hạn quy định Ví dụ: đất dính yếu có trạng thái dẻo chảy, độ sệt IL >1 cát pha dẻo mềm, độ sệt IL> 0,5- sét pha sét; đất cát yếu đất trạng thái xốp, hệ số rỗng lớn 0,7 cát hạt trung hạt to tương ứng 0,75 -0,8 cát hạt nhỏ- cát bụi Ngoài ra, loại đất có tính chất đặc biệt đất lún sụt, đất chứa hữu cơ, đất có tính chất co ngót, trương nở, đất bùn loại coi đất yếu Đất yếu nước ta phổ biến, đặc biệt khu vực đồng Bắc Bộ đồng sông Cửu Long, đồng Nam Bộ Chiều dày lớp đất nhiều có giá trị lớn, có nơi lên tới 45-60m Để xây dựng công trình vùng đất lựa chọn biện pháp xử lý móng gặp nhiều khó khăn tốn Hợp lý trường hợp đất yếu tìm giải pháp xử lý kết hợp xử lý với móng, giải pháp xử lý thường đóng vai trò chủ đạo Các phương pháp xử lý đất nhằm đạt mục tiêu: - Tăng khả chịu lực đất; - Giảm mức độ biến dạng đất; - Thay đổi tính thấm nước cho đất Để đạt mục tiêu trên, việc xử lý đất yếu thực theo hướng sau đây: Tăng độ chặt cho đất Theo hướng sử dụng: - Các phương pháp học: lu lèn, đầm, nén Sử dụng phương pháp hiệu cho loại đất có độ rỗng lớn, cát xốp Tuy nhiên chúng tăng độ chặt cho lớp đất bề mặt tới độ sâu không lớn - Các loại cọc vật liệu rời cát, sỏi, đá dăm đóng vào đất Các loại cọc việc nén chặt đất (giảm lỗ rỗng đất) chúng sử dụng để tăng cường khả thoát nước cho đất giúp tăng khả cố kết đất Các loại cọc sử dụng hiệu cho loại đất có lỗ rỗng lớn, loại đất yếu bùn, sét pha , cát pha Sử dụng cọc vật liệu rời nén chặt đất lớp mà lớp đất yếu sâu - Hạ mực nước ngầm: Hạ mực nước ngầm giúp cho trình cố kết nhanh tạo khả giảm độ rỗng lớp đất nhờ tăng trọng lượng khối đất bên Để tăng nhanh trình cố kết thường sử dụng kết hợp với biện pháp khác (ví dụ: giếng cát, bấc thấm) Biến đổi cấu trúc đất phương pháp hoá - lý: Theo hướng sử dụng phương pháp gia cường đất xi măng, hoá chất, điện thấm, điện hoá Các phương pháp sử dụng cho loại đất cát xốp, loại đất có độ rỗng lớn, loại đá nứt nẻ, loại sét yếu, loại cát, cát pha, sét pha bão hoà nước Thay lớp đất đáy móng loại đất khác tốt Ngoài phương pháp nêu trên, với điều kiện cho phép điều chỉnh tiến độ thi công (tăng tải dần dần) xây dựng phận công trình theo giai đoạn nhằm cải thiện khả chịu lực đất, cân độ lún phận kết cấu công trình Việc lựa chọn phương pháp xử lý cần dựa vào tính chất đất nền, tải trọng công trình, loại móng, thiết bị điều kiện thi công, tiến độ yêu cầu Các phương pháp sử dụng riêng biệt kết hợp với để đạt hiệu cao 3.2 Tính toán xử lý đệm cát Trong thực tế thiết kế móng cho công trình có tải trọng vừa nhỏ, xây dựng: - đất yếu có chiều dày 1-3m nằm phía đáy lớp không sâu 4m; - đất yếu có chiều dày lớn tận dụng làm công trình độ sâu 4-5m, ta sử dụng phương án xử lý đệm cát Xử lý đất yếu đệm cát dựa nguyên tắc áp lực phụ thêm từ móng công trình giảm dần theo chiều sâu tận dụng khả chịu tải vốn có độ sâu cho phép Xử lý đệm cát thay lớp đất đáy móng lớp cát hạt trung hạt to (có thể dùng sỏi, đá dăm, không nên sử dụng cát hạt nhỏ) tới độ sâu nhằm: - tăng khả chịu lực lớp đất phía đủ khả chịu áp lực đáy móng công trình, nghĩa tăng giá trị đặc trưng cường độ ϕTC CTC, không để phát triển vùng biến dạng dẻo - giảm độ lún tuyệt đối móng độ lún lệch móng lớp đệm cát có mô đun biến dạng lớn tăng nhanh tốc độ cố kết tăng nhanh sức chịu tải rút ngắn trình lún cho công trình - giảm độ sâu chôn móng Kích thước lớp đệm cát xác định tính toán 3.2.1 Xác định kích thước lớp đệm cát mặt Chiều dài chiều rộng lớp đệm cát (trên mặt bằng) cần phải đảm bảo đủ diện tích chuyền tải chống phình bên hông Kích thước đáy lớp đệm cát xác định sau: - từ mép đáy móng mở góc α (góc thường lấy 30-350 cát hạt trung hạt to 35-400 sỏi, đá dăm), tính góc α= 900 ϕ (trong ϕ- góc ma sát lớp đệm cát); - kẻ đường nằm ngang đáy lớp đệm cát cắt đường mở góc α đâu kích thước mép biên đáy lớp đệm cát (xem hình 3.1.) Như chiều rộng Hình 3.1 Sơ đồ tính toán đệm cát lớp đệm cát xác định theo công thức: bdc=b+2.d.tgα Kích thước quan trọng chiều dầy lớp đệm Chúng cần tính toán để đảm bảo điều kiện bản: đảm bảo ổn định cường độ đảm bảo độ lún cho công trình 3.2.2 Tính toán đệm cát theo điều kiện ổn định Tính toán ổn định đệm cát tiến hành công trình chịu tải trọng ngang Lúc đệm cát coi lớp: lớp đệm cát (đất tốt) lớp đất (đất yếu) phía Tính toán ổn định chủ yếu kiểm tra điều kiện trượt sâu theo mặt tiếp xúc đáy lớp đệm cát đỉnh lớp đất yếu kiểm tra khả trượt sâu theo phương pháp mặt trượt trụ tròn Đối với công trình tường chắn chịu tải trọng ngang lớn cần phải kiểm tra điều kiện ổn định trượt Cách tính toán xem tài liệu ổn định tường chắn đất Hình 3.2 Biều đồ xác định hệ số K 3.2.3 Tính toán đệm cát theo điều kiện biến dạng Chiều dày lớp đệm cát cần lựa chọn cho tổng độ lún lớp đệm cát độ lún đất yếu lớp đệm cát không lớn độ lún giới hạn cho phép công trình thiết kế Tính toán độ lún đệm cát tiến hành theo phương pháp cộng lún lớp, coi bán không gian biến dạng tuyến tính 3.2.3.1 Xác định chiều dày lớp đệm cát theo điều kiện giới hạn biến dạng tuyến tính Để đảm bảo đất yếu (thiên nhiên) lớp đệm cát làm việc giới hạn biến dạng tuyến tính chiều dày lớp đệm d phải đảm bảo cho áp lực thẳng đứng tác dụng lên lớp đất yếu không vượt cường độ tính toán lớp đất yếu Rđy: (3.1) σbt (d)+ σpt(d) ≤ Rđy σbt(d)- áp lực trọng lượng thân (có lớp đệm cát) gây tác dụng lên mặt lớp đất yếu đáy lớp đệm cát (3.2) σbt(d) =γđ.hđ+γcd γđ, γc- trọng lượng thể tích lớp đất yếu từ đỉnh lớp đệm cát (cốt đáy móng) trở lên lớp đệm cát; hđ, d - chiều sâu lớp đất yếu từ đỉnh lớp đệm cát (cốt đáy móng) trở lên đến cốt san chiều dày lớp đệm cát σpt(D)- ứng suất phụ thêm đỉnh lớp đất yếu (3.3) σpt(d) =K0 ( p tctb -γđ.h) K0 -hệ số phụ thuộc vào 2z/b l/b tra bảng 2.9 ; z- chiều sâu xét; l- chiều dài móng; b- chiều rộng móng; h- chiều dày lớp đất yếu từ cốt thiên nhiên tới đáy móng; p tctb - áp lực tiêu chuẩn trung bình đáy móng, xác định sau: a) trường hợp móng chịu tải tâm: p tctb = ∑N TC Am +γtb.hđ (3.4) b) trường hợp móng chịu tải lệch tâm theo hướng: p tcmax + p tcmin p = TC p tcmax = ∑ N (1 ± 6e Am l tc tb ∑N (3.5) ) + γtb.hđ (3.6) tc - tổng tải trọng tiêu chuẩn thẳng đứng công trình tác dụng lên đỉnh móng; γtb - trọng lượng thể tích trung bình khối đất đắp móng móng; Am- diện tích đáy móng; l- chiều dài đáy móng; p tcmax - áp lực tiêu chuẩn max đáy móng; e- độ lệch tâm e= ∑M ∑M ∑M ∑M ∑N tc (3.7) tc tc - tổng mô men tiêu chuẩn tác dụng lên đáy móng tc = ∑ M + Q 0tc hm tc - tổng mô men tác dụng lên đỉnh móng; Q 0tc - tổng lực ngang tác dụng mức đỉnh móng; hm- chiều sâu chôn móng (khoảng cách từ đỉnh móng tới đáy móng) Rđy- cường độ tính toán đất yếu độ sâu đáy lớp đệm cát tc Rdy = K ( Ab y γ II + BH y γ II + DC II ) TC A,B,D -các hệ số phụ thuộc vào ϕII, tra bảng 2.2 by- chiều rộng móng quy ước, xác định sau: - móng băng: m1 m , (3.8) by= ∑N TC σ pt (d).l - móng chữ nhật: by= a + A y − a a= Ay= l −b ; ∑ N 0TC σ pt (d) (3.9) (3.10) ; γ'II, γII - tương ứng trọng lượng thể tích trung bình lớp đất kể từ mặt đất thiên nhiên đến đáy lớp đệm cát trọng lượng thể tích lớp đất lớp đệm cát, giá trị trọng lượng thể tích có kể đến sức đẩy có mực nước ngầm ; CII- trị số tính toán lực dính đơn vị đất đáy lớp đệm cát (ký hiệu: II tính theo trạng thái giới hạn thứ II); Hy- chiều sâu móng quy ước tính từ cốt thiên nhiên tới đáy lớp đệm cát Trong bước thiết kế sơ chiều dày lớp đệm cát d xác định theo công thức gần sau đây: d= K.b (3.11) K- hệ số phụ thuộc vào tỷ số l/b R1/R2 (xem biểu đồ hình3.2); R1, R2- tương ứng cường độ tính toán lớp đệm cát lớp đất yếu nằm lớp đệm cát Các giá trị R1, R2 xác định cách nén tĩnh bàn nén trường tính toán theo công thức liên quan 3.2.3.2 Xác định độ lún đệm cát Độ lún đệm cát S tổng độ lún lớp đệm cát Sđc đất yếu lớp đệm cát Sđ, nghĩa là: S=Sđc +Sđ (3.12) tổng độ lún phải có giá trị nhỏ giá trị độ lứn cho phép [Sgh]: S ≤ [Sgh] Độ lún lớp đệm cát tính toán theo phương pháp cộng lún lớp Trong mô đun biến dạng E0.C đệm cát tốt xác định bàn nén trường Trong trường hợp điều kiện nén thí nghiệm tra bảng theo tiêu chuẩn lớp đệm cát với hệ số đầm lèn KYC ≥ 0,95, lớp đất yếu lớp đệm cát giá trị E0.Đ lấy theo kết thí nghiệm phòng lớp đất Ví dụ 3.1 Tính toán xử lý đệm cát: Thiết kế xử lý móng cột nhà khung bê tông cốt thép (BTCT) tầng với tổ hợp nội lực nguy hiểm từ chân cột xuống móng có giá trị sau: N0TC-= 1200kN, M0TC= 150kNm, Q0TC =75kN Công trình xây dựng đất gồm lớp đất với tiêu lý sau: γd γS (kN/m3) (kN/m3) Số T.T Tên lớp đất W% WL% WP% ϕII0 CII(kPa) E (kPa) Đất trồng trọt,0,5m 16 Sét, dày 4m 18,4 26,6 40 45 25 120 15 4000 Sét pha, dày 3m 19 26.2 25 38 25 180 26 10000 Cát pha, dày 6m 20 26.0 18 22 14 200 18 8000 Căn vào đặc điểm, tải trọng công trình số liệu địa chất ta chọn móng đơn cột BTCT lớp đệm cát hạt trung Chọn độ sâu chôn móng h=1,0m Dùng cát hạt trung làm lớp đệm, đầm đến độ chặt trung bình: tra 2.3 (TCXD 45-78) có cường độ tính toán quy ước cát đệm hạt trung R0=250kPa Cường độ ứng với b=1m h=2,0m Trong toán ta lựa chọn bước đầu h=1,0m b=1,8m Ta quy đổi cường độ tính toán quy ước theo công thức quy phạm sau: Khi h ≤ 2m:  b − b1  h + h1 1 + K  b  h  Rc=R0 , đó: K1- hệ số kể đến ảnh hưởng bề rộng móng: K1 =0,125 1,8 −  +  1 + 0,125   2.2 =206,0kPa Rc=250  N 0TC 1200 = diện tích đáy móng: Am= =6,45m2 R c − γ TB h 206 − 20.1 Do có tải lệch tâm lớn nên ta tăng diện tích đáy móng lên 1,1 lần chọn l/b =1,2b, ta có: 7,1 = 2,43m ; l=1,2x2,43 =2,9m Am'= 1,1x6,45=7,1m2 b= 1,2 Ta chọn kích thước móng lxb=2,5x3,0m với diện tích F =7,5m2 Xác định áp lực tiêu chuẩn lên nền: p tc max p tcmax N 0tc  6e  1200  6x0,174  = 1 ±  + 20.1,0 1 ±  + γ tb h = Am  l  7,5  3,0  = 236,0kPa p tcmin = 124,32kPa p tcmax + p tcmin = 180,2 kPa M 0tc + Q 0tc h 150 + 75x1 225 = = = 0,174m đó: độ lệch tâm e = 1200 12 N 0tc p tctb = Cường độ tính toán lớp cát đệm ứng với b=2,0m: 2,5 −  +  1 + 0,125   2.2 = 222,6kPa Rc=250  1,2RC=1,2x222,6 = 267,2kPa >236kPa - thoả mãn điều kiện áp lực, chọn kích thước đáy móng thành 2,5x3,0 m xác định áp lực lên lớp đất yếu phía Chọn chiều cao đệm cát d=1,5m Kiểm tra điều kiện áp lực lên lớp đất yếu theo công thức (3.1) σpt(d)+ σbt (d) ≤ Rđy đó: Rđy tính theo công thức (3.8): m1 m Ab y γ II + Bh y γ ,II + DC II Rđy= K TC ( ) đó: lớp đất sét yếu dày 4m có ϕII0=120, tra bảng 2.2 A=0,23; B= 1,94; D=4,42; CII=15kPa hy= h+d =1+1,5= 2,5m 0,5 x1,6 + x1,84 = 1,79t / m = 17,9kN / m γII'= 0,5 + l − b 3,0 − 2,5 = = 0,25 m a= 2 N 0tc ∑ tc Ay= ; ∑ N = N0tc+Am.γtbh=1200+2,5x3,0x1x20=1350kN; σ pt (d) Ứng suất gây lún mức đáy móng: σ pt ( z = 0) = p tctb -γđ.h=180,2 -(0,5x16+0,5x18,4)=180,2 -17,2=163 kPa Ứng suất gây lún mức đáy lớp đệm cát: σpt(z=d) =K0 σ pt ( z = 0) = K0x163 =0,652x163 = 106,3kPa đó: giá trị K0 (xác định cách tra bảng) độ sâu z=d=1,5m: n=l/b=3,0/2,5=1,2; m= 2z/b=2x1,5/2,5=1,2 ta có: K0=0,652 Ay= 1350 = 12,7 m ; 106,3 by= a2 + Ay − a = 0,25 + 12,7 − 0,25 = 12,76 − 0,25 = 3,22m Thay giá trị tính vào công thức (3.8): 1,1x1 ( 0,23x3,22 x18,4 + 1,94 x 2,5 x17,9 + 4,42 x15) = 183,4kPa Rdy = Xác định ứng suất thân: - mức đáy móng: σbt (z=1m)= 0,5x16+0,5x18,4=17,2kPa - mức đáy lớp đệm cát: σbt (z=2,5m)=17,2+1,5x18,4=44,8kPa Thay giá trị tìm vào công thức (3.1): 106,3+44,8 =151,1kPa < Rđy=183,4kPa - đạt yêu cầu áp lực lên lớp đất yếu đáy lớp đệm cát Kiểm tra đệm cát theo điều kiện biến dạng: Tra bảng theo quy phạm với cát hạt trung ta có E0=20000kPa Sơ đồ tính toán độ lún trình bày hình 3.1 Kết tính toán độ lún trình bày bảng đây: Bảng tính toán độ lún cho ví dụ 3.1 (n=1,2) Điểm Độ sâu z m=2z/b K0i σzpti=K0ixσzpt=0 σzibt 0 1,0 163 17,2 0,5 0,6 0,907 148 1’ 1,0 0,8 0,79 129 1,5 1,2 0,652 106,3 2,0 1,6 0,496 80,8 2,4 1,92 0,408 66,5 2.8 2.24 0,33 53,8 3,2 2,56 0,269 43,8 3,5 2,8 0,232 37,8 4,0 3,2 0,187 30,5 4,4 3,52 0,16 26,1 4,8 3,84 0,135 22,0 10 5,2 4,16 0,118 19,2 81,6 11 5,6 4,48 0,106 17,3 12 6,0 4,8 0,092 15,0 110,0 Độ lún nền:   163 106,3  0,75 106,3 + 80,8 0,5  80,8 43,8  0,4 43,8 + 37,8 0,3  + + 66,5 + 53,8 + +    + 146,7 +  20000 + 4000  2  4000 4000    S=0,8  37,8 + 30,5 0,5  30,5  15,0  0,4 + + 26,1 + 22,0 + 19,2 + 17,3 + = 0,0490m = 4,90.cm < [8.cm]    10000  2  10000   Bề rộng lớp đệm cát : b+2dtgα= 2,5+2x1,5xtg350=3,5m Hình 3.3 Sơ đồ tính toán độ lún Ví dụ tính toán 3.2 Tính toán móng nhà công nghiệp, xây dựng đất với cácchỉ tiêu lý cho bảng VD 3.2 Tải trọng tính toán tác dụng lên móng sau: Ntt0 = 427,848 kN; Mtt0= 175,631 kNm; Qtt= 12,21 kN N ott 427,848 = 356,54kN N = n = 1,2 tc o M ott 175,631 M = = = 146,359 kNm n 1,2 tc o a) b) Hình 3.11 Biểu đồ quan hệ a- MZ TZ; b-giữa Mr với Tr độ lún S p ( z, r , t ) M r= M q (3.34) Z Ct Tr = r (3.35) 4L K r (1 + e TB ) C r= m γ (3.36) V w Kr- hệ số thấm theo phương ngang; R- bán kính ảnh hưởng giếng cát; eTB- hệ số rỗng trung bình (eTB= e0 + e P ) Giá trị Mr tra theo biều đồ quan hệ Mr= f(Tr) độ lún cuối S (hình 3.11) Ví dụ 3.4 Tính toán xử lý giếng cát: Thiết kế xử lý cho công trình có tải trọng trung bình phân bố đáy móng q= 150kPa Theo kết thí nghiệm cho thấy đất xây dựng công trình đất sét pha yếu có chiều dày m tiêu lý sau: e0= 1,3; eP1= 1.1; KZ=0,05.10-5cm/s; Kr= 0,1.10-5cm/s Dưới lớp sét pha yếu lớp đất sét trạng thái cứng Giải: Dưới tải trọng công trình nêu độ lún đất yếu trước gia cố tính theo công thức (3.27) là: e0 − e p 1,3 − 1,1 h= S= 600= 52,2cm + e0 + 1,3 Để giảm độ lún công trình tới giá trị độ lún giới hạn cho phép ta chọn giải pháp giếng cát Dùng loại giếng cát đường kính 40cm dài m cách 2,0m Độ lún giếng cát theo công thức (3.28):  (e − e P ) d 2c  1,3 − 1,1 40 − .h = ( − ).600 = (0,087 − 0,04)600 = 28,2cm Sgc=  + 1,3 200 L   + e0 Để tính độ lún theo thời gian ta xác định giá trị theo công thức (3.29-3.30): KZ= 0,05.10-5cm/s.3.107 =15cm/năm Kr=0,1.10-5cm/s=0,1.10-53.107= 30cm/ năm e1 − e 1,3 − 1,1 = = 0,00133kPa −1 mV= p − p1 150 e + e 1,3 + 1,1 = = 1,2 eTB= 2 Ta giả thiết thời gian phải nén chặt tháng, ta có t =2 tháng =1/6 năm K Z (1 + e TB ) 15(1 + 1,2) = = 24,8m 0,00133.10 C = mVγw /năm Z C Z t 248000 = = 0,115 h2 600 2.6 K r (1 + e TB ) 30(1 + 1,2) = = 49,5m /năm Cr= mVγw 0,00133.10 495000 = 0,52 Tr = 4.200 2.6 Tra biểu đồ hình 3.11a ứng với TZ= 0,115 ta có MZ=0,635; tra biểu đồ hình 3.11b ứng với Tr = 0,52 ta có Mr= 0,22 Độ cố kết sau tháng xác định theo công thức (3.30) Ut=2 tháng =1- MZ.Mr= 1-0,635x0,22 =0,86; TZ = Độ lún đất gia cố giếng cát sau tháng là: S.Ut= 28,2x0,86= 24,2cm Độ lún lại công trình : 28,2-24,2= 4cm Như vậy, sau gia tải tháng tiến hành xây dựng công trình 3.4.2 Tính toán xử lý bấc thấm Bấc thấm gọi cọc nhựa dùng để thoát nước lỗ rõng cho đất yếu Hình 12 Cơ cấu xử lý đất yếu bấc thấm Cọc nhựa giống giếng cát, chúng có nhiều ưu điểm: - giá thành hạ, cọc nhựa sản xuất nhà máy nên chất lượng đảm bảo; - thi công cọc nhựa dùng máy chuyên dùng có xuất cao tiến độ thi công nhanh Bấc thấm có cấu tạo từ giấy thấm bọc nhựa mềm chiều rộng khoảng 100200mm, chiều dày 3-5cm Bản nhựa gồm lớp nhựa, kẹp 10 rãnh thoát nước với tiết diện 3mm2 Theo tổng kết Nhật, cọc nhựa có tác dụng thoát nước giếng cát có đường kính 18cm chiều dài Ngày nhờ thiết bị đại hạ cọc nhựa xuống tới độ sâu 25-30m Bấc thấm chủ yếu sử dụng kết hợp với công tác gia tải trước cho đất Tính toán xử lý bấc thấm chủ yếu tính toán khoảng cách bấc thấm cho với thời gian tải trọng gia tải nén trước dự tính, độ lún đất đạt giá trị cần thiết thoả mãn yêu cầu thiết kế Các bước tính toán thiết kế sau: 3.4.2.1 Tính toán khoảng cách bấc thấm Căn vào thời gian dự tính trước t để đạt mức độ cố kết U %, khoảng cách bấc thấm L xác định theo công thức: L= α D.γ n   D − 1  λ ∆P  − U  (3.37) đó: λ=(0,5-1).CV- hệ số cố kết thấm, (m2/năm); α-hệ số phụ thuộc n= D/dw; D- đường kính ảnh hưởng bấc thấm; dw- đường kính tương đương bấc thấm dw= 2(a+b)/π (a, b kích thước bấc thấm); γn- trọng lượng thể tích nước, 1kN/m3; ∆P- tải trọng công trình hay tải trọng gia tải nén trước Quan hệ khoảng cách bấc thấm L với đường kính ảnh hưởng bấc thấm D phụ thuộc vào sơ đồ bố trí sau: - sơ đồ bố trí bấc thấm theo hình vuông: L=D/1,13; - sơ đồ bố trí bấc thấm theo hình tam giác: L=D/1,05 a) b) Hình 13 Sơ đồ bố trí bấc thấm: a- theo hình vuông; b- theo hình tam giác Hệ số α người thiết kế lựa chọn cách thử dần quan hệ n=D/dw cho có độ cố kết U tốt với thời gian cố kết ngắn (xác định theo biểu đồ hình 3.14) Hình 3.14 Biểu đồ xác định hệ số α Căn vào thời gian gia tải t dự kiến trước mức độ cố kết U yêu cầu (thông thường lấy 0,9), theo công thức (3.30-3.36) tính đường kính ảnh hưởng bấc thấm D, từ xác định khoảng cách L 3.4.2.2 Tính toán độ lún cố kết S C đất (khi chưa có bấc thấm) Độ lún cố kết SC đất tính theo phương pháp cộng lún lớp theo công thức sau: σ ipz  hi  i σ iz + σ ivz i C log + C r log i  S C= ∑ i  c σ ipz σ vz  i =1 + e   n 3.38) đo: hi- chiều dày lớp đất tính lún thứ i (hi ≤ 2m); e0i- hệ số rỗng lớp đất thứ i trạng thái tự nhiên; Cci- số nén lún hay độ dốc đoạn đường cong nén lún (biểu diến theo dạng e∼log σ) phạm vi σi>σpzi lớp đất thứ i; Cri- số nén lún phục hồi dỡ tải, hay độ dốc đoạn đường cong nén lún phạm vi σi>σpzi; σpzi- áp lực tiền cố kết lớp đất thứ i; σvzi- áp lực trọng lượng thân lớp đất tự nhiên nằm lớp thứ i; σzi- áp lực gây lún từ công trình Lưu ý: + Các giá trị Cr, Cc σpz- xác định theo TCVN 4200:1995; + σz- áp lực tải trọng đất đắp gây nên xác định theo toán đồ Osterberg; + σiz < σpzi- σvzi công thức (3.38) dùng số hạng đầu thay Cc Cr: + σiz < σpzi- σvzi công thức (3.38) dùng số hạng đầu thay Cc Cr: hi  i σ iz + σ ivz  C log   ∑ r i σ ipz  i =1 + e   n S C= (3.38') Chiều sâu vùng đất yếu cần đóng bấc thấm nên lấy chiều dày chịu nén Ha tác dụng tải trọng công trình Có thể xác định sau: σz ≤ 0,1σvz 3.4.2.3 Dự tính độ lún tổng cộng S độ lún tức thời Si S= m.SC (3.39) đó: m- hệ số kể đến phá hoại kết cấu đất thi công bấc thấm dịch chuyển ngang đất yếu, m=1,1-1,4 (khi có biện pháp giảm đảy trồi ngang m=1.1) Độ lún tức thời dự tính sau: Si=(m-1)Sc (3.40) 3.4.3.4 Dự tính độ lún cố kết đất gia cố bấc thấm Độ cố kết U đạt sau thời gian t kể từ lúc gia tải xác định theo công thức: U= 1-(1-UV)(1-Uh) (3.41) đó: UV- độ cố kết theo phương thẳng đứng; Uh- độ cố kết theo phương ngang - xác định độ cố kết theo phương đứng (UV): Độ cố kết UV phụ thuộc vào yếu tố thời gian UV= f(TV), TV= C TB V t H2 (3.42) đó: CVTB - hệ số cố kết trung bình theo phương thẳng đứng lớp đất yếu phạm vi chiều sâu chịu nén Ha H a2 CVTB=  ∑  hi   C vi  (3.43) đó: hi- chiều dày lớp đất yếu nằm phạm vi vùng chịu nén Ha; Cvi-hệ sốcố kết thẳng đứng lớp đất yếu thứ i, xác định theo TCVN 420:1995, tương σ vzi + σ zi đương với áp lực trung bình mà lớp đất yếu thứ i phải chịu trình cố kết; H- chiều sâu thoát nước cố kết theo phương thẳng đứng (nếu có hướng thoát nước, ví dụ: có lớp cát bên bên H=Ha, có hướng thoát nước, có lớp cát H=(1/2)Ha Trị số độ cố kết thẳng đứng UV xác định theo bảng 3.1 Bảng 3.1 Độ cố kết UV theo TV TV 0,004 0,008 UV 0,08 0,104 TV 0,072 0,10 UV 0,303 0,357 TV 0,40 0,50 UV 0,698 0,764 0,012 0,02 0,028 0,036 0,048 0,06 0,125 0,160 0,189 0,214 0,247 0,276 0,125 0,167 0,20 0,25 0,30 0,35 0,399 0,461 0,504 0,562 0,631 0,650 0,60 0,80 1,0 2,0 0,816 0,887 0,931 0,994 Ghi chú: Nếu CV tính cm2/s hi H tính cm t tính giây (s) - xác định độ cố kết theo phuơng ngang (Uh):   − 8Th   F( n ) + Fs + Fr  Uh= 1- e*p  (3.44) đó: -Th- yếu tố thời gian theo phương ngang ch t D2 Th= (3.45) D- đường kính ảnh hưởng bấc thấm; L- khoảng cách tim bấc thấm; Ch- hệ số cố kết theo phương ngang (ở giai đoạn thiết kế sở, để đơn giản lấy Ch =(2-5)CVTB (CVTB- tính theo công thức 3.43); - F(n)- yếu tố xét đến ảnh hưởng khoảng cách bấc thấm: n2 3n − ln( n ) − n2 −1 4n F(n)= n=D/dw, n2 >>1 nên xác định F(n) theo công thức đơn giản sau; F(n)= ln(n)-3/4 - FS- yếu tố xét đến ảnh hưởng xáo động đất đóng bấc thấm: FS= d kn − ln s ks  dw    (3.46) (3.47) (3.48) kn ks- tương ứng hệ số thấm đất theo phương ngang chưa đóng bấc thấm sau đóng bấc thấm (trong thực tế thường dùng kn/ks=kn/kv=cn/cv= 2-5); ds- đường kính tương đương vùng đất bị xáo động xung quanh bấc thấm, thực tế thường dùng ds/dw=2-3 - Fr- yếu tố xét đến sức cản bấc thấm: kn Fr= πH q (3.49) w H- chiều dài tính toán bấc thấm (m) Nếu có hướng thoát nước phía H = chiều sâu đóng bấc thấm, có hướng thoát nước H=1/2 chiều sâu đóng bấc thấm; qw(m3/s)- khả thoát nước bấc thấm tương đương với gradien thuỷ lực 1, lấy theo chứng xuất xưởng bấc thấm Thực tế tính toán lấy: - kn/qw=0,00001-0,001m-2- đất yếu loại sét sét pha; - kn/qw=0,001-0,01m-2- đất than bùn; - kn/qw=0,01-0,1m-2- đất bùn gốc cát Độ lún cố kết đất yếu gia cố bấc thấm sau thời gian t xác định theo công thức: St= SC.U SC- độ lún đất yếu chưa có bấc thấm, xác định theo (3.38'); U- độ cố kết đất yếu sau gia cố bấc thấm, xác định theo công thức (3.41) Phần độ lún cố kết sau thời gian t (3.50) ∆S= (1- U)SC Trình tự tính toán gia cố bấc thấm / giếng cát sau: Xác định độ lún chưa gia cố tác dụng tải trọng công trình, tính theo công thức (3.27); Lựa chọn loại bấc thấm đường kính giếng cát sơ đồ bố trí chúng; Dự kiến tỷ số bán kính ảnh hưởng với đường kính quy đổi bấc thầm / D giếng cát n= d w Dự kiến trước thời gian gia tải t mức độ cố kết U yêu cầu (thông thường lấy lớn 0,9); Xác định khoảng cách L.giữa bấc thấm /giếng cát theo công thức (3.37); Xác định độ cố kết theo phương đứng (UV) phương ngang (Uh) theo công thức (3.30-3.36 3.42-3.49); Xác định độ lún cố kết đất yếu gia cố bấc thấm sau thời gian dự kiến theo công thức (3.50); Xác định phần độ lún cố kết lại công trình sau gia tải cho nền; Chiều dài đóng bấc thấm /giếng cát lấy chiều dày chịu nén Ha Nên xác định theo điều kiện: σz ≤ 0,1σvz Ghi chú: Các giá trị bước chọn thử dần đạt độ cố kết tốt thời gian ngắn Nên cố gắng tận dụng lớp cát để giảm chiều dài tính toán H bấc thấm/giếng cát Gia cố bấc thấm / giếng phải kết hợp với gia tải (nén trước) Quy trình gia tải nén trước cần thực theo cấp sở tiêu chuẩn hành để đảm bảo ổn định, tránh phá hoại (hình 3.15) Ví dụ 3.5 Tính toán bấc thấm Thiết kế gia cố công trình tải trọng phân bố đáy móng 120Kpa, móng chôn sâu độ sâu 1m, đất sét pha yếu dầy 7m, tiêu lý sau: Trọng lượng thể tích: γ d = 1,8t / m ; hệ số rỗng: e1=1; e120=0,88 tb Hệ số cố kết trung bình theo phương đứng c v =4m2/năm tb Hệ số cố kết trung bình theo phương ngang c n =3,5*4=14 m2/năm Phía đất sét yếu cát hạt thô Chọn chiều sâu khoảng cách bấc thấm loại 4x15 cm với kn/qw=0,001 m-2 Tiến hành gia tải cho sau 3-6 tháng xây dựng công trình Giải: Gỉa thiết thời gian tăng tải tháng, thời gian chất tải tháng công trình đạt cố kết cần thiết 120kPa BIÓU §å T¡NG Vµ CHÊT T¶I Tháng tháng Hinh 3.15 Biểu đồ gia tải cho gia cố bấc thấm/ giếng cát Chiều sâu bấc thấm h=6m (do móng đặt sâu 1m) Dưới tác dụng tải trọng công trình, độ lún cuối e1 − e − 0.88 h= 600 =36 cm S= + e1 1+1 Dùng bấc thấm loại 4x15cm, đường kính tương đương bấc thấm 2(a + b) 2(4 + 15) dw= = =12,0 cm=0.12m π 3.14 Hệ số cố kết theo phương đứng c tbv : =4m2/năm Hệ số cố kết theo phương ngang c tbn : =3,5*4=14 m2năm ta bố trí bấc thấm hình vuông nên ta có L=D/1,13 D Chọn n= = 17 thời gian gia tải t=4 tháng = năm Hai thông số chọn thử dần dw đạt độ cố kết tốt thời gian ngắn Trên giá trị lần chọn - thử cuối ⇒ Đường kính ảnh hưởng bấc thấm D = 0,12×17 = 2.04 (m) 2,04 D Bố trí bấc thấm theo sơ đồ hình vuông ta có L = = = 1.80 (m) 1,13 1,13 *Xác định độ cố kết theo phương đứng (UV) Dưới lớp cát hạt thô nên bấc thấm thoát nước theo hướng H = = 3m TB C T V = V t = = 0.148 Tra bảng theo T V U V = 0,433 3 H *Xác định độ cố kết theo phương ngang (Uh) −8 Th U h = - e F( n ) +Fs +Fr Yếu tố thời gian theo phương ngang 14 C T h = h2 t = = 1.12 2,04 D Yếu tố ảnh hưởng đến khoảng cách bấc thấm 3 F ( n ) = ln(n) = ln(17) = 2,08 4 Yếu tố ảnh hưởng đến xáo động đất đóng bấc thấm ds kn Fs = - ln ( ) = 3,5 - ln(3,5) = 2,247 ks dw Yếu tố ảnh hưởng đến sức cản bấc thấm Fr = 2 kn πH = ×3,14×3 × 0,001 = 0,0189 qw 3 −8×1.12 ⇒ Độ cố kết theo phương ngang U h = - e 2,08+ 2, 247 + 0,0189 = 0,873 Độ cố kết U đạt sau thời gian t=4 tháng kể từ lúc gia tải U = 1-(1-U V )×(1-U h ) = 1-(1-0,433)×(1-0,873) = 0,928 Độ lún cố kết đất yếu gia cố bấc thấm sau thời gian t=4 tháng S t = S C U = 36×0,928 = 33.405 cm Phần độ lún cố kết sau thời gian tháng lại ∆S = 36 – 33.405 = 2.595 cm Vậy sau gia tải tháng xây dựng công trình 3.4.3 Một số lưu ý sử dụng giếng cát bấc thấm - Do chức giếng cát thoát nước, tăng nhanh trình cố kết cho đất tải trọng công trình nên vật liệu dùng làm giếng cát cần phải thoát nước tốt cần dùng cát hạt to đảm bảo hệ số thấm K≥3m/ngày đêm - Sử dụng giếng cát cần đôi với việc gia tải nén trước cho đất Tải trọng nén trước cần đảm bảo tải trọng tương ứng với tải trọng công trình Để rút ngăn thời gian nén trước tăng tải trọng nén trước lớn tải trọng công trình thiết kế Muốn tải trọng cần phải tăng dần cấp phù hợp với sức chịu tải nền, cho không bị phá hoại 3.5 Xử lý số loại cọc khác 3.5.1 Cọc đất - xi măng Xi măng loại chất kết dính vô Chúng sử dụng để gia cường đất bùn gốc cát hiệu Tỷ lệ pha trộn xi măng thường nằm khoảng 8-15% Khi xi măng hoá đất, sức kháng xuyên đất tăng lên khoảng 4-5 lần, mô đun biến dạng tăng khoảng 3-4 lần, lực dính, trọng lượng thể tích tăng lên đáng kể Đất gia cố xi măng tạo nên hỗn hợp có tiêu lý cải thiện nêu nhờ trình thuỷ giải, thuỷ hoá bon ních hoá, phản ứng hoá học tạo nên bonát can xi không hoà tan nước Nói chung xi măng trộn với đất có nguồn gốc cát, hỗn ợp nhạn có tiêu lý tốt đất có nguồn gốc sét Kinh nghiệm cho thấy, đất sét có chứa đá cao lanh, đá măng tô hiệu cao so với loại đất sét có chứa ilic, chất chloride hàm lượng chất hữu cơ, đất có độ trung hoà pH thấp Đặc biệt đất có chứa lượng chất hữu cao (trên 3%-5%) không nên dùng xi măng gia cố Trong trường hợp sử dụng cọc xi măng đất cần phải tiến hành thí nghiệm để lựa chọn tiêu tính toán tỷ lệ xi măng sử dụng để tạo nên hỗn hợp tối ứu loại đất 3.5.2 Tính toán xử lý cọc đất- xi măng Vùng đất gia cố xi măng tạo nên cọc đất- xi măng có tiêu lý tăng so với vùng đất cọc Tuy nhiên do, liều lượng xi măng không lớn tính chất đất gia cố nên độ cứng cọc không lớn để coi cọc tiếp nhận hoàn toàn tải trọng công trình Thực tế tính toán cọc đất xi măng coi biện pháp gia cố đất gia cố cọc đất -xi măng tính toán có tiêu khác so với chưa gia cố Trong trường hợp chiều sâu gia cố cọc không lớn (chiều dài cọc nhỏ), đất tính toán lớp Nói chung cọc đất gia cố xi măng, cọc cát, nên tiến hành hết chiều sâu vùng chịu nén móng công trình Các tiêu lý cọc đất- xi măng xác định thí nghiệm mẫu đất gia cố xi măng sau xác định tỷ lệ tối ưu Tính toán gia cố cọc đất- xi măng móng công trình tương tự đất thiên nhiên với tiêu - lý gia cố, cần thực yêu cầu sau đây: 1- Tải tác dụng lên không vượt khả chịu lực cọc đất- xi măng, tính theo công thức: σ max = N TC  6e  1 ±  F  l  (3.51) đó: σminmax- áp lực lớn nhỏ đáy móng công trình; NTC- tải trọng tiêu chuẩn đáy móng công trình; F- diện tích đáy móng công trình; e- độ lệch tâm (e=MTC/NTC); l- cạnh dài móng công trình (theo phương tác dụng mô men) Để đảm bảo điều kiện biến dạng tuyến tính đất tac dụng tải trọng giá trị σminmax tính nêu cần phải thoả mãn điều kiện sau (3.52) σmax≤ 1,2RZ , σTB≤ RZ σmin > đó: RZ- khả chịu lực đất gia cố cọc đất xi măng sau điều chỉnh theo độ sâu (tính từ độ sâu đào hố móng) Giá trị thiết kế cường độ chịu nén đất trộn xi măng R xác định sau: R =(1/3-1/2)Rcu (3.53) đó: Rcu- giá trị bình quân cường độ chịu nén giới hạn trục mẫu đất xi măng phòng có tỷ lệ cọc đất xi măng thiết kế, giá trị suy từ cường độ chịu nén sau ngày tuổi Rcu= Rcu,7/0,3 (3.54) Giá trị RZ cần xác định bàn nén tĩnh trường xuyên (SPT, xuyên tĩnh), dụng cụ cắt cánh, dụng cụ kéo -nén v.v Trong trường hợp thiết kế sơ bộ, giá trị RZ xác định sau: RZ=RAC+ R tcd (1-AC) (3.55) tc Trong đó: Rd - cường độ chịu nén tiêu chuẩn đất chưa gia cố cọc đất xi măng 2- Độ lún không vượt giá trị cho phép công trình Trong giá trị mô đun biến dạng đất gia cố cọc đất xi măng xác định theo công thức: E Xđ= ETN (1-Ac) +EX.AC (3.56) đó: ETN- mô đun biến dạng đất tự nhiên; AC- tỷ lệ chiếm chỗ cọc đất xi măng (diện tích gia cố); EX- mô đun biến dạng cọc đất xi măng Trong trường hợp đất có nhiều lớp, lớp đất phải lấy mẫu thí nghiệm, xác định tỷ lệ trộn xi măng tối ưu tiêu thiết kế cần thiết cho lớp đất gia cố Phương pháp tính toán khả chịu lực độ lún gia cố cọc cát đất có nhiều lớp đất khác tiến hành toán tính toán đất nhiều lớp thông thường Hình 3.16 Sức cản mũi xuyên đất chưa gia cố cọc đất xi măng Ví dụ 3.6 Tính toán xử lý cọc đất- xi măng Tính toán gia cố cọc đất xi măng cho móng đơn cột với tải trọng thẳng đứng tác dụng lên móng N0TC= 1000kN, MTC=95kNm Nền đất móng lớp cát pha chiều dày 10m với tiêu lý sau: Số T.T Tên lớp γd γS đất (kN/m3) (kN/m3) Đất trồng trọt dày 16 0,5m Cát pha, 17,5 26.6 dày 10m Sét pha, 19 26.2 dày 3m W% WL% WP% ϕII0 CII(kPa) E (kPa) 18 22 14 200 18 8000 25 38 25 180 26 10000 Thí nghiệm nén trục cho mẫu đất trộn xi măng nêu sau ngày có Rcu.7= 7kPa Ta chọn chiều sâu chôn móng h=1m sơ chọn chiều rộng móng b=2m Với ϕII0= 200 tra bảng ta có: A=0,51; B= 3,06; D= 5,66 Tính RTC= 1.(0,51.2,0+3,06.1,0).17,5 +5,66.18 = 173,3 kN/m2 Xác định giá trị thiết kế cường độ chịu nén đất trộn xi măng R xác định theo công thức (3.48) sau: = 1167 kN / m R =1/2Rcu = 0,3 Chọn cọc xi măng đất đường kính d= 0,3m bố trí với khoảng cách 1,0m Giá trị RZ xác định theo (3.50) : tc RZ=RAC+ Rd (1-AC)=1167.0,07+ 173,3 0,93 =81,7+161,2 =243kN/m2 Trong đó: tỷ lệ chiếm chỗ cọc đất xi măng AC= 7% Diện tích móng là: N 0TC 1000 = = 4,5m F= R Z − γ TB h 243 − 20.1 Chiều rộng móng b= 4,5 = 2,12m , chọn b=2,0m Vì có mô men tác dụng nên ta chọn l=1,2b= 1.2.2,0m= 2,4m Như kích thước móng chọn sơ 2,0x2,4m (diện tích F =4,8 m2) Tải tác dụng lên xác định theo công thức (3.46) N TC  6e  1000  6.0,095  258kN / m max 1 ± = σ = 1 ±  = 4,8  2,4  158,3kN / m F  l  Giá trị nêu thoả mãn điều kiện (3.47) với 1,2RZ=291,6kN/m2 Xác định chiều dài cọc xi măng đất dựa vào giá trị khả chịu tải lớp đất gia cố cọc xi măng đất độ lún cho phép công trình thiết kế Để đảm bảo an toàn ta chọn chiều dài cọc xi măng đất cắm tới lớp đất số có L=9,5m Việc kiểm tra độ lún tiến hành theo phương pháp thông thường móng nông thiên nhiên với giá trị mô đun biến dạng lớp gia cố xi măng xác định theo công thức (3.51) mô đun biến dạng phía cọc xi măng đất lấy theo số liệu kết khảo sát cọc xi măng đất bố trí theo lưới ô vuông lưới ô tam giác tưng tự cọc cát 3.5.3 Cọc đất vôi Ngoài cọc đất xi măng thực tế sử dụng cọc vôi để gia cố đất Cọc vôi dùng để gia cố đất yếu than bùn, bùn sét sét pha trạng thái dẻo nhão I) II) Hình 2.17 Sức cản mũi xuyên đất gia cố vôi (I) xi măng (II): a- bùn gốc sét pha; b- bùn gốc sét; c- bùn hữu cơ; d- bùn gốc cát pha; e- bùn gốc sét Cọc vôi có tác dụng chặt đất kể đất xung quanh cọc, cọc vôi có tác dụng làm giảm độ ẩm đất làm cho trình nén chặt đất tăng nhanh Theo tổng kết cọc vôi có số tiêu sau đây: - cường độ nén trục cọc vôi đạt 1000-2500kPa cường độ đất cọc vôi tăng lên lhoảng lần Sau gia cường đất cọc vôi, cường độ chúng tăng lên 2-3 lần - lực dính đất tăng 1,5-3 lần; - mô đun biến dạng đất tăng 3-4 lần Tính toán thiết kế cọc vôi tương tự cọc cát, nhiên cọc vôi khả thoát nước không xét đến 3.5.4 Cọc tre, cừ tràm Ở phái Bắc nước ta sẵn tre, miền Nam tràm phổ biến Đặc điểm loại nằm mực nước ngầm tươi hấu không bị mục nát Chính nhờ đặc điểm nên xây dựng nhà thấp tầng, cọc tre cọc tràm sử dụng rộng rãi nước ta Chiều dài cọc tre thông thường sử dụng 1,5-2,5m, cọc tràm 2,5-4m Chiều dài lớn sử dụng hãn hữu khó khăn việc lựa chọn cọc theo yêu cầu trở nên không kinh tế Cọc tre hay cọc tràm có độ cứng hữu hạn nên sử để gia cố với mục tiêu giảm độ rỗng đất để làm chặt đất nhờ cọc chiếm chỗ ép đất phía xung quanh cọc Cọc tre cọc tràm thường sử dụng phổ biến với mật độ 25c/m2 Đường kính cọc tre tương tự cọc tràm thường có giá trị d=60-80cm Với số liệu trên, đóng cọc xuống đất diện tích chiếm chỗ cọc 1m2 0,071-0,125m2 Nếu tính theo m chiều sâu diện tích giảm lỗ rỗng tính gần 0,071-0,126m3 Nếu coi đất cọc bị nén ép đồng đều, theo đường cong quan hệ hệ số rỗng e =f(p) (p-áp lực nén) nén ép mẫu đất phòng thí nghiệm, với lượng giảm lỗ rỗng tương ứng xác định áp lực tác dụng lên đất sau gia cố cọc tre/tràm, độ lún công trình gia cố cọc tre/tràm qua mức độ giảm hệ số rỗng Để xác định khả chịu lực biến dạng gia cố cọc tre/tràm, tốt tiến hành nén tĩnh trường bàn nén Trong thực tế cọc tre nhiều sử dụng kết hợp với đệm cát Đặc điểm cọc tre/tràm thi công đào đất có chiều dài không lớn nên không gia cố sâu theo yêu cầu, đệm cát phải đào đất hạn chế đào độ sâu định (do khó khăn việc xử lý vách hố móng, nước ngầm ) Để khắc yếu điểm sử dụng đệm cát phía kết hợp với cọc tre/tràm phía Tính toán đệm cát kết hợp với cọc tre/tràm thực trình bày mục gia cố đệm cát Lớp gia cố cọc tre/tràm tính giảm lỗ rỗng với cường độ mô đun biến dạng tăng lên tương ứng [...]... 26,900 2* 0,8 0,48 1,5 0, 932 60,878 30 ,30 0 2 1,2 0,64 1,5 0,911 59, 534 31 ,644 3 1,6 0,96 1,5 0,791 51,6 83 35,676 4 2 1,28 1,5 0,662 43, 2 63 42 ,39 6 5 2,4 1,6 1,5 0,546 35 ,682 51,804 6 2,8 1,92 1,5 0,450 29 ,36 9 63, 900 7 3, 2 2,24 1,5 0 ,37 2 24,289 78,684 8 3, 6 2,56 1,5 0 ,31 0 20,248 96,156 9 4,0 2,88 1,5 0,261 17, 037 116 ,31 6 10 4,4 3, 2 1,5 0,222 14,472 139 ,164 11 4,8 - B rng m cỏt: 3, 52 1,5 0,190 12,408 164,700... 64 ,39 1 60,878 59, 534 51,6 83 43, 2 63 35,682 gl 29 ,36 9 24,289 20,248 17, 037 14,472 12,408 E= 233 0(KPa) 3 Hỡnh 3. 6 Vớ d 3. 2 6.Tớnh toỏn bn v cu to múng: Dựng bờ tụng B15, Rb= 9000 KPa Ct thộp nhúm CII cú RS=260000KPa Rbt=750 kPa ỏp lc tớnh toỏn ỏy múng: tt N ott 6.e 427,848 6.0, 445 max = 1 = 1 ữ min 3 l.b l 2, 0 ì 3, 0 tt max = 134 ,7 63 kPa tt min =7,88 kPa l lbd 3 1,19 = = 0,905m 2 2 x 3. .. otc h m 146 ,35 9 + 10, 75.1, 2 = 0, 445 m e= tc = = 35 6,54 N otc N0 tc 35 6,54 6.0, 445 p max 1 = ữ+ 20.1 ,3 min 2 .3 3 p tcmax = 138 ,31 kPa p tcmin =32 ,567 kPa Cng tớnh toỏn ca cỏt m ng vi múng cú b=2,0m R =36 0 kPa 1,2R = 1,2 x 36 0= 432 kPa p tcmax = 138 ,28 kPa 0 p tctb =85, 432 KPa < R =36 0 kPa =>iu kin ỏp lc ti ỏy múng c tho món.=>nờn kớch thc ỏy múng l (2,0x3,0)m 4 Xỏc... n sõu 3, 6m k t ỏy múng n n gl S = oi glzi h i = 0,8 zi h i i =1 E i i =1 E i 51,6 93 0,4 65 ,32 35 000 2 + 64 ,39 1 + 460,878 + 59, 53 + 2 ữ 0,8 0,4 43, 2 63 12,408 + 233 0 2 + 35 ,682 + 29 ,36 9 + 24,289 + 20,248 + 17, 037 + 14,472 + 2 ữ =5,6m tho món iu kin lỳn tuyt i gzil im z (m) 2z/b l/b K0 glzi =K0 glz=0 btzi 0 0 0 1,5 1 65 ,32 0 20,100 1 0,4 0 ,32 1,5 0,986 64 ,39 1 26,900... bin dng E = 233 0 kPa l lp t yu H s rng e2= 1,1 83 (e2 + 1). (1,1 83 + 1).17 (1 + 0, 01W2 ) = 26, 64 kN/m3 1 => s = e2= s = (1 + 0, 01W2 ) (1 + 0, 01 .39 ,3) Trng lng riờng y ni ca t lp 2: S2 n 26, 64 10 = 7, 62 kN/m3 n2= = 1 + e2 1 + 1,1 83 trong ú: n=10 kN/m3 Lp 3 : Lp 3: sột n sột pha xỏm vng x ỏm ghi, xỏm tro dy trung bỡnh 11,5m st ca t l: IL3=0, 739 Ta thy 0,5< IL s = = (1 + 0, 01W3 ) (1 + 0, 01 .37 ) Trng lng riờng y ni ca lp 2 di mc nc ngm : s n 26, 68 10 = 7,98 kN/m3 n3= = 1 + 1, 089 1 + e3 e3 = 2 Xỏc nh ti trng tiờu chun tỏc dng lờn múng: N ott N otc = n =10( 6 + 2).0,26 = 21kN / m 2 M ott 175, 631 M = = = 146 ,35 9 kNm n 1,2 Qott 12,21 tc Qo = = = 10,175 kN n 1,2 tc o 3 Xỏc ... 129 1,5 1,2 0,652 106 ,3 2,0 1,6 0,496 80,8 2,4 1,92 0,408 66,5 2.8 2.24 0 ,33 53, 8 3, 2 2,56 0,269 43, 8 3, 5 2,8 0, 232 37 ,8 4,0 3, 2 0,187 30 ,5 4,4 3, 52 0,16 26,1 4,8 3, 84 0, 135 22,0 10 5,2 4,16 0,118... 60,878 30 ,30 0 1,2 0,64 1,5 0,911 59, 534 31 ,644 1,6 0,96 1,5 0,791 51,6 83 35,676 1,28 1,5 0,662 43, 2 63 42 ,39 6 2,4 1,6 1,5 0,546 35 ,682 51,804 2,8 1,92 1,5 0,450 29 ,36 9 63, 900 3, 2 2,24 1,5 0 ,37 2 24,289... 2.1,6.tg 30 = 6,68 m 0,00 mnn Lp mcỏt, h h=1,6m đệm cát 1200 -0,2 bt 2* 10 11 64 ,39 1 60,878 59, 534 51,6 83 43, 2 63 35,682 gl 29 ,36 9 24,289 20,248 17, 037 14,472 12,408 E= 233 0(KPa) Hỡnh 3. 6 Vớ d 3. 2