Tải bản đầy đủ

cơ sở KHOA HỌC NGHIÊN cứu xử LÝ nền đất yếu BẰNG PHƯƠNG PHÁP TOP BASE

1
Chơng II
Cơ sở khoa học nghiên cứu xử lý nền đất
yếu bằng phơng pháp top-base
2.1. Đặc điểm cơ lý của phơng pháp top-base
2.1.1. Mục đích gia cố nền bằng top-base
Các mục tiêu khi áp dụng top-base chủ yếu gồm giảm độ lún và
tăng khả năng chịu lực.
1. Tác dụng giảm độ lún
Tác dụng giảm độ lún thay đổi khi kiểm tra độ lún dài hạn tại
hiện trờng và thí nghiệm mô hình trong phòng thí nghiệm v.v. cũng đợc
xác nhận bằng cách phơng pháp tích.
Đối với các thử nghiệm độ lún dài hạn, việc thử nghiệm so sánh
đã đợc thực hiện liên quan đến 5 loại móng nh nêu trong trên
nền đất yếu có nhiều tàn tích hữu cơ có các đặc tính đất nh .
Kết quả đo độ lún đợc cho trong

2
!"#$
Khu vc
Khu vc th lỳn

trong thi gian di
Khu vc th ti
Hng mc o c
Kt qu th vt lớ W
n
(%) 125.6 137.0
W
L
(%) 120.6 128.2
W
p
(%) 55.8 63.3
L
p
64.8 64.9
Cỏt (%) 10 17
Bựn (%) 58 41
t sột (%) 32 42
Gs 2.579 2.538
Mt m 1.358 1.333
Phõn loi t do Nht Bn thng nht OH OH
Giỏ tr N 0 0
Thớ nghim
nộn khụng h
nụng
Cng nộn khụng
h nụng q
u
(kgf/cm
2
)
0.115~0.09
(trung bỡnh 0.10)
0.11~0.09
(trung bỡnh 0.10)
Mụdun bin dng
E
50
(kgf/cm
2


)
3.0~2.8
(trung bỡnh 2.90)
3.8~3.3
(trung bỡnh 3.55)
Top-base có độ lún nhỏ hơn bao gồm phần gia cố thứ cấp mặc dù
áp dụng tải 0,5tf lớn hơn so với nền đất ban đầu và việc so sánh độ lún
dài hạn đối với tải trọng cùng mức chỉ ra rằng độ lún giảm nhờ có top-
base đến 1/3 lần trên nền đất ban đầu nếu dùng top-base 1 lớp và chỉ
còn 1/9 của độ lún nền đất ban đầu nếu dùng top-base 2 lớp.
Các th nghim lún dài hn c tin hành trong phòng thí
nghim vi cách thc tng t. Kt qu ca vic th nghim top-base
ng kính 6cm trên lp t ng kính 50cm, s dng 9 khi bê tông
theo 3 hàng trên c 2 mt ging nh th nghim ti ch c cho trong
%
&'( $)*+
3


,Kết quả thí nghiệm cho đất hóa lỏng trong thí nghiệm lún dài hạn
% #$!"#$
/0'12
4
Trong trờng hợp móng top-base, khi thử trong phòng thí nghiệm,
độ lún dài hạn giảm 1/2 lần so với móng gia cố bằng đá dăm. Điều này
cũng đợc xác nhận bởi phơng pháp phần tử hữu hạn sử dụng mã phân
tích cố kết đàn hồi-chảy-dẻo. Rõ ràng, thực tế này chỉ ra rằng móng
top-base có tác dụng cải tạo giảm độ lún dài hạn.
Bên cạnh đó, móng top-base cũng có hiệu quả trong nền bị hoá
lỏng.
Căn cứ theo thực tế đó là không có h hại nào do động đất gây ra
cho các ngôi nhà sử dụng móng top-base trong thời gian xảy ra động
đất tại trận động đất xảy ra tại phía đông tỉnh Chiba vào tháng 12-1987,
các hiệu ứng trên nền đất hoá lỏng bắt đầu đợc xem xét thử trong phòng
thí nghiệm.
Kết quả đo độ lún bằng cách áp dụng 2 loại tải nh 150kgf và
75kgf tơng ứng với tải trọng của toà nhà và gia tốc đầm rung 250gal cho
hai 2 loại móng nh móng đá dăm và móng top-base trên nền đất cát tiêu
chuẩn Toyoura đợc đầm đến 50% mật độ tơng đối nh trong ,
Trong khi móng đá dăm lún sâu 32cm do hiện tợng hoá lỏng thì móng
top-base chỉ lún 4,3cm mà không có hiện tợng hoá lỏng.
5
Hiệu ứng giảm độ lún này cũng có tác dụng trong trờng hợp sử
dụng móng top-base nằm dới các khối bê tông chắn sóng ở vùng ven
biển. Hiện tợng lún sâu hơn 3m đã xảy ra chỉ trong một năm khi đặt các
khối bê tông chắn sóng tại bờ biển Shiraoi trên đờng quốc lộ số 36 ở
Hokkaido, và hầu hết các khối bê tông bị chìm trong cát mặc dù sau đó
đã đợc chồng lên thêm hơn 3 lần nữa.
Vào năm 1987, sau hai năm thi công ngời ta quyết định nâng các
khối bê tông đã chôn lên, lắp đặt top-base đờng kính 2m và đặt lại các
khối bê tông chắn sóng lên trên nền top-base, đến nay độ lún chỉ
khoảng 3cm. Trong trờng hợp này sử dụng top-base và không sử dụng
top-base đã có sự khác biệt rất lớn mặc dù đợc thi công đồng thời và tại
cùng một địa điểm.
2. Tác dụng tăng khả năng chịu lực
Top base làm tăng khả năng chịu lực của nền đất yếu đã đợc kiểm
tra bằng cách thử tải bàn nén tại công trờng và thử tải bàn nén trên
thùng chứa đất lớn tại phòng thí nghiệm.
Các cuộc thử tải tại công trờng đợc tiến hành bằng cách sử dụng
top-block nh trong trên nền đất yếu nhiều tàn tích hữu cơ
(,) giống với địa chất tại công trờng đang quan trắc độ lún dài
hạn.
Bên cạnh đó, đối với việc thử tải trong phòng thí nghiệm, việc thử
tải giống nh thử độ lún dài hạn trong phòng thí nghiệm trong thùng đất
lớn có chiều rộng 20cm, dài 1,8m và sâu 72cm đã đợc tiến hành.
Kết quả thử tải tại công trờng đợc nêu ra lần lợt trong 3 và
kết quả thử tải trong phòng thí nghiệm đợc cho trong 4. Trong
3, đối với việc thử tải tại công trờng, nền top-base có khả năng
chịu lực gấp 1,5 lần lớn hơn nền đất ban đầu có cùng độ lún và việc thử
trong phòng thí nghiệm cũng cho kết quả tơng tự. Các tác dụng cải tạo
nh giảm độ lún có thể hi vọng tăng khoảng 50% khả năng chịu lực so
với nền đất ban đầu.
6
Trờng hợp tải trọng đặt lệch tâm lên móng cũng đợc kiểm tra.
Trong trờng hợp độ lệch tâm bằng B/6 tính từ tâm chiều rộng của móng
B, top-block 1 lớp có khả năng chịu tải gấp 2 lần so với nền đất ban đầu
và top-block 2 lớp có khả năng chịu tải gấp 3 lần so với nền đất ban đầu.
Do đó, top-base đợc công nhận cũng mang lại hiệu quả cho tải lệch tâm.
2.1.2. Cơ chế gia cố nền đất
Các hiệu ứng cải tạo giảm độ lún và tăng khả năng chịu lực đã
nêu ở trên có cùng cơ chế. Phân phối ứng suất dới móng đã đợc mô tả
đối với nền đất có độ lún dài hạn đợc đo bằng thí nghiệm nh trong


3)5+-/52
4)5+-!"#$2
7
Các đờng đồng ứng suất trong hình vẽ phân bố ứng suất theo
chiều sâu có đợc bằng cách đặt và đo ứng suất tại các senso chôn sẵn
theo chiều sâu đợc vẽ trong 6
678091: ;: .
8
ứng suất đặt lên nền ban đầu là 2,5kgf/cm
2
, vì thế các đờng ứng suất cân
bằng là 3kgf/cm
2
hoặc cao hơn, biểu thị ứng suất tăng do độ lún cố kết.
6 là trờng hợp nền đất đợc đặt các tấm móng bê tông lên
trên và ngời ta nghĩ rằng tập trung ứng suất chỉ xuất hiện dới phần đầu
của tấm truyền tải khi các tấm này đợc đặt trên nền đất sét và độ lún
tăng do xảy ra biến dạng ngang, vì thế điều này đợc kiểm tra cùng với
phân phối ứng suất với kết quả thay đổi.
Ng- ợc
lại, top-
base trong 6 là kết cấu cứng gồm các khối phễu có tác dụng
triệt tiêu phần tải ngang, vì thế phân phối ứng suất lớn hơn ở hai đầu và
phân bố ứng suất gần nh đồng đều. Trong 6<, khi có hai lớp top-
=>?)'!8090
9
base, phân bố ứng suất phân bố đều hơn nữa và ứng suất tăng đồng đều.
Từ những nhận xét này, có thể nhận thấy rằng top-base có tác dụng hạn
chế biến dạng ngang.
Nghiên cứu áp lực lỗ rỗng đợc tạo ra trên nền đất ban đầu với thử
nghiệm trong phòng thí nghiệm, có thể nói rằng không xảy ra áp suất lỗ
rỗng dới nền móng top-base. Có thể thấy rằng không có hiện tợng giãn
nở căn cứ theo biến dạng trợt tại phần cọc của top-base, có nghĩa là
không thể xảy ra biến dạng ngang. Khuynh hớng tạo áp suất lỗ rỗng cho
kết quả tơng tự trong thí nghiệm thùng đất thí nghiệm để kiểm tra tính
hoá lỏng nh , Móng chèn đá dăm cũng chỉ ra hiện tợng hoá
lỏng, tạo áp suất lỗ rỗng lớn nhng móng top-base lại tạo ra áp suất lỗ
rỗng thấp và không xảy ra hiện tợng hoá lỏng. Nhận thấy rằng nền cát
cũng cho kết quả tơng tự.
Biến dạng ngang thay đổi theo kết quả phân tích theo phơng pháp
phần tử hữu hạn bằng phân tích đàn hồi-chảy-dẻo. Đã xét hiệu ứng giãn
nở, hiện tợng cố kết bên ngoài và hiệu ứng cố kết thứ cấp. = chỉ
ra kết quả phân tích, xác định dạng phân bố biến dạng ngang. Từ
=, có thể thấy rằng top-base ngăn chặn hiện tợng biến dạng ngang, và
do đó, độ lún bề mặt nhỏ hơn 1/2 lần.
Khả năng chịu lực của nền đất thay đổi phụ thuộc vào hai loại
phá hoại là phá hoại do trợt cục bộ hoặc phá hoại do trợt sâu. Tuy nhiên,
trong trờng hợp xảy ra biến dạng ngang, khả năng chịu lực của nền trở
thành khả năng chịu lực của phá hoại do trợt cục bộ. Có thể thấy rằng
móng trên top-base ngăn chặn việc sinh ra phá hoại do trợt cục bộ bằng
cách ngăn chặn biến dạng ngang. Công thức tính khả năng chịu lực của
Terzaghi thực hiện tính toán bằng cách giảm hệ số khả năng chịu lực
xuống 2/3 trong trờng hợp phá hoại do trợt cục bộ. Và đối với đất sét,
khả năng chịu lực của phá hoại do trợt sâu lớn hơn 1,5 lần so với phá
hoại do trợt cục bộ. Kết quả trong 3 và 4 thể hiện các thử
10
nghiệm tải trọng cho thấy trong khi nền đất nguyên dạng bị phá hoại do
trợt cục bộ thì top-base dẫn đến phá hoại do trợt sâu, do đó có khả năng
chịu lực lớn hơn.
Từ các kết quả trên, việc tạo ra kết cấu nền bằng cách đầm chặt
đá dăm đã đợc đổ đầy giữa các khối top-block, đá dăm có tác dụng
truyền tải đều xuống đất yếu giảm tập trung ứng suất. Do kết cấu nền
top base nên phân bố ứng suất trong nền đất trở thành phân bố đều và
hơn nữa, sức chống ma sát xuất hiện trong đá dăm, phần cọc của top
base có tác dụng ngăn chặn biến dạng ngang của nền xung quanh.
Giống nh trên, hiệu ứng đồng vận giữa các top-block và đá dăm
giúp cải thiện nền xung quanh và có hiệu ứng giảm độ lún và tăng khả
năng chịu lực.
2.1.3. Khả năng kháng chấn của nền móng công trình sử dụng ph-
ơng pháp top-base
Theo báo cáo v kt qu iu tra tình trng thit hi ca các công
trình, nh s dng phơng pháp top-base khu vc chu nh hng ln
ca ng t Kobe của Hip hi cụng nghip ton quc Nht Bn [ ],
nhìn chung nhng công trình s dng phơng pháp top-base thì hu nh
không bị thit hi. Trong cùng iu kin nn t ging nhau thì không
có ví d so sánh thit hi gia hai trng hp s dng và không s
dng phơng pháp top-base. Tuy nhiên nu xét t tình trng thit hi
xung quanh thì thy nhiu trng hp s dng phng pháp top-base
có hiu qu kháng chn rõ rt.
c bit khi xut hin tỡnh trng hoỏ lng ca nn t thỡ múng
cc b l ra (do nn t xung quanh lỳn xung lm l ra phn trờn ca
cc) v gõy thit hi ln nhng phn tip giỏp gia phn trờn cụng
trỡnh vi nn t nh cỏc ng ng cp thoỏt nc. Trong khi ú, vi
nhng cụng trỡnh s dng phơng pháp top-base, do cụng trỡnh lỳn
11
xung cựng vi nn t xung quanh, hn na, lỳn chnh lch gia
nn v cụng trỡnh l ớt, nờn hu nh khụng cú thit hi ln.
Trong trn ng t xy ra ti phớa ụng tnh Chiba vo thỏng
12/1987 thỡ nhng cụng trỡnh s dng phơng pháp top-base ó hu nh
khụng cú thit hi gỡ. Hin tng hoỏ lng ca nn t ó c nghiờn
cu ch yu Vin nghiờn cu ng t ca trng i hc tng hp
Tokyo. Qua trn ng t Kobe, các nhà khoa học có iu kin tỡm
hiu k hn na v c trng ca hiu qu khỏng chn khi s dng
phng phỏp top-base.
2.2. Tính toán thiết kế top-base
2.2.1. Kế hoạch thiết kế
Xem xét một phơng xử lý nền, lựa chọn hay không phơng pháp
top-base đợc quyết định bởi tổng hợp các nội dung thiết kế của kết cấu
bên trên và các kết quả khảo sát địa chất tơng tự nh các phơng pháp gia
Sự cần
thiết giảm
độ lún
Chấp nhận và xem xét
phơng pháp bằng
cách so sánh q và q
a
Xem xét tính kinh tế và
an toàn lâu dài của
công trình
Thiết kế
kết cấuTính toán áp lực tiếp xúc qKhảo
sát nềnTính toán khả năng chịu cắt cho
phép qa
@A<BCDE!5?!!!+0.
12
cố nền khác. Trớc tiên, tính toán tải trọng kết cấu, sau đó tính toán khả
năng chịu cắt cho phép của nền từ kết quả khảo sát địa chất.
Nh trong @F chấp nhận phơng pháp gia cố nền là cần thiết
hay không đợc xem xét bởi hai tham số:
- Sự cần thiết giảm độ lún;
- Cân nhắc tính kinh tế và an toàn lâu dài của công trình.
ở thời điểm này, đợc xem xét một cách tổng hợp là các yếu tố
nh bao lâu thì cần giảm độ lún, mối liến hệ giữa xây dựng và địa hình,
môi trờng xung quanh nh thế nào, hiệu quả kinh tế và an toàn so với các
phơng pháp khác nh thế nào.
Xem xét các kết quả xây dựng cho đến nay và các đặc điểm của
phơng pháp, phơng pháp top-base đợc coi là có hiệu quả hơn các phơng
pháp khác trong các trờng hợp sau đây:
- Trờng hợp muốn giảm độ lún lệch và độ lún tuyệt đối càng lâu
càng tốt thậm chí ngay cả khi tải trọng kết cấu không vợt quá khả năng
chịu cắt cho phép của nền.
- Trờng hợp muốn tránh sử dụng móng cọc và các phơng pháp gia
cố nền khác do các yếu tố nh hiệu quả kinh tế, ngay cả khi tải trọng kết
cấu vợt quá khả năng chịu cắt cho phép của nền (trong trờng hợp này,
độ lún nhỏ là không thể tránh khỏi, nhng vì mục đích đợc xác định là
tăng bề rộng gia cố bằng phơng pháp top-base).
- Trờng hợp không thể sử dụng các máy thi công có kích thớc lớn
trên công trờng do hạn chế về địa hình và vị trí xây dựng.
- Trờng hợp muốn tăng khả năng kháng chấn và kháng động đất
cho móng.
- Trờng hợp muốn giảm độ lún và chuyển vị gây ra bởi tải trọng
kết cấu không vợt quá khả năng chịu cắt cho phép của nền quá nhiều
nhng là tải trọng gây lún lệch tâm.
13
- Trờng hợp muốn tăng cờng khả năng chống hóa lỏng cho đất
nền.
2.2.2. Tính toán thiết kế
Trớc hết, từ kết quả khảo sát địa chất công trình, xác định tham
số cờng độ của đất nền đợc và tính toán khả năng chịu cắt của đất tự
nhiên. Từ mối quan hệ giữa khả năng chịu cắt này và tải trọng thiết kế
của kết cấu, một phơng pháp gia cố nền đợc xem xét và phơng pháp
top-base đợc thiết kế cụ thể.
Hiện nay, thiết kế top-base tiêu chuẩn đợc hớng dẫn bằng các sử
dụng Bảng nền móng ứng dụng tổng quát. Đây là phơng pháp dự tính
giá trị xuyên tiêu chuẩn N hoặc lực dính Cu của nền tự nhiên và sau đó
sắp đặt các top-base theo mối liên hệ với tải trọng kết cấu. Dựa trên các
nội dung thiết kế, có một trờng hợp cần tính toán khả năng chịu cắt khi
muốn sử dụng top-base. Trong trờng hợp này, sử dụng công thức tính
toán khả năng chịu cắt dựa vào đặc tính đợc xác định hoặc công thức
tính toán khả năng chịu cắt với mục đích ràng buộc về an toàn thiết kế.
Xác định tham số cờng độ và tính toán khả năng chịu cắt đối với
đất nền tự nhiên cần tuân theo chỉ dẫn. Nếu không có chỉ dẫn thiết kế cụ
thể, tham số cờng độ đợc xác định bằng cách sử dụng một phơng pháp
phổ biến, khả năng chịu cắt của đất nền tự nhiên đợc tính toán bằng
cách sử dụng công thức của Terzaghi.
1. Dự tính tham số cờng độ bằng giá trị xuyên tiêu chuẩn N
Trong nền móng công trình đến nay, có nhiều trờng hợp, kết quả
khảo sát địa chất thu đợc chỉ là giá trị N. Rồi, có những trờng hợp
không có lời giải thích về một phơng pháp dự tính tham số cờng độ chỉ
sử dụng giá trị N trong nhiều chỉ dẫn thiết kế, vì vậy, đôi khi việc nhận
xét của một kỹ s xây dựng có trách nhiệm dự tính chất lợng đất nền và
các đặc tính của vùng đất xây dựng đợc chấp nhận.
14
Trong thiết kế phơng pháp top-base, khi dự tính tham số cờng độ
sử dụng giá trị N, hiện nay, công thức tính toán sau đợc chấp nhận vì
yếu tố thiết kế an toàn.
+GH!);I
N > 5, =
N15
5 45
0
;
N 5, = 15
0
;
+GH!);:CI
N = 0 (rod settle) Cu = 0.3 (tf/m2);
N = 0 (mongen set) Cu = 0.5 (tf/m2);
1 N 5, Cu = N/0.5 (tf/m2);
N = 6, 7 Cu = 5 (tf/m2);
N 8 Cu = N/1.6 (tf/m2).
2. Tính toán khả năng chịu cắt của đất nền tự nhiên
Đa ra một công thức tính toán, đối với khả năng chịu cắt của đất
nền tự nhiên, đợc xác định nh là một chỉ dẫn thiết kế cho kết cấu để
thiết kế, khả năng chịu cắt của đất nền tự nhiên tính toán đợc dựa vào
nó. Tuy nhiên, nếu không có chỉ dẫn hay tiêu chuẩn nh vậy thì sử dụng
công thức của Terzaghi để tính toán khả năng chịu cắt của đất nền tự
nhiên. Trong trờng hợp này, dạng phá hoại của đất xốp cha đợc gia cố là
phá hoại cắt cục bộ, một công thức tính toán khả năng chịu cắt của đất
nền tự nhiên tính đến phá hoại cắt cục bộ đợc sử dụng trong tính toán
khả năng chịu cắt của đất nền tự nhiên. Bên cạnh đó, tải trọng tác dụng
xuống móng có thể không đối xứng, tải trọng lệch tâm hoặc tải trọng
không đối xứng lệch tâm, vì vật trong những trờng hợp này, khả năng
chịu cắt xét đến tính lệch tâm và không đối xứng là không thể nhng có
thể xác định đợc.
2.2.3. Thiết kế phơng pháp top-base
15
Khi tải trọng thiết kế lớn hơn khả năng chịu cắt của đất nền tự
nhiên thì phơng pháp top-base đợc xem xét. Trong thiết kế một phơng
pháp top-base, một phơng pháp thiết kế dựa vào bảng tiêu chuẩn áp
dụng thờng đợc xem xét, nhng một phơng pháp khác dựa trên tính toán
đợc yêu cầu nếu cần thiết.
1 Phơng pháp thiết kế sử dụng các bảng tiêu chuẩn
Tiêu chuẩn áp dụng đợc xác định nh trong cho mỗi kết
cấu để sử dụng nh một thiết kế tiêu chuẩn tùy thuộc vào loại đất và quy
mô của tải trọng thiết kế, vì vậy một phơng pháp thiết kế dựa vào bảng
này thờng đợc sử dụng.
Trong Fcần lu ý:
+ Với top-block 330 và 500, xem Hình
+ Đánh dấu sao (*) có nghĩa là cần nghiên cứu chi tiết hơn;
+ Khi tải trọng lệch tâm quá lớn hoặc khi độ lún lớn có thể xảy
ra, cần nghiên cứu kỹ lỡng hơn.
Trên thực tế, có nhiều trờng hợp không đủ khảo sát địa chất trong
thiết kế kết cấu dân dụng, do đó, công trình xây dựng qui mô tơng đối
nhỏ chỉ sử dụng kết quả thí nghiệm xuyên tiêu chuẩn. Tính đến trờng
hợp này, đã đợc chuẩn bị để đợc sử dụng trong trờng hợp chỉ
có giá trị N.
Trong thiết kế sử dụng bảng này, kích thớc và sự sắp đặt các khối
top-block áp dụng chỉ xác định qui mô của tải trọng tác dụng và giá trị
N của nền. Trên thực tế, sự sắp đặt của các khối khối top-block đợc xác
định bằng cách giả định sự sắp đặt ít nhất hơn một nửa khối khối top-
block cho đáy móng.
2. Phơng pháp thiết bằng tính toán
Có một vài trờng hợp, thiết kế top-base không thể thực hiện đợc
bằng bảng tiêu chuẩn nhng có thể thực hiện đợc bằng tính toán, vì vậy,
trình tự tính toán trong trờng hợp này nh sau:
16
J  K1L !5?!!!+0:<
17
- Xác định sắp xếp các khối top-block nh thế nào. ở thời điểm
này, để sử dụng hiệu quả top-base, sắp xếp các khối top-block ít nhất 3
hàng theo chiều dọc và chiều ngang.
- Xác định khả năng chịu cắt cho phép của lớp top-base, q
ka
- Nếu q
ka
xác định đợc không đủ so với tải trọng thiết kế (tải
trọng phân bố dới đáy móng) q, lặp lại sắp xếp các khối top-block
- Nếu cần thiết, xem xét độ lún.
G#.M( N!C!OP!!+0:<I
Khả năng chịu cắt cho phép q
ka
:
q
k
cc
qN
N
BNKK
F
+








+=
2
1
q
'
121qa



Trong đó
q
ka
: khả năng chịu cắt cho phép (tf/m2)
Fs: Hệ số an toàn (bình thờng Fs = 3, động đất Fs = 2)
K
1
: Hệ số kể đến ảnh hởng phân bố ứng suất của lớp top-base,
đợc xác định theo công thức:
Móng băng:
'
'
1
tan2
B
HB
K
k

+
=
Móng chữ nhật:
( )( )
''
''
1
tan2tan2
LB
HLHB
K
kk

++
=
B

, L

: Cạnh ngắn và cạnh dài theo bề rộng của tải trọng tác
dụng hiệu quả của kết cấu có xét đến độ lệch tâm (m).
B = B - 2e
B
; L = L - 2e
L
B, L: Cạnh ngắn và cạnh dài của bề rộng móng (m);
e
B
; e
L
: Độ lệch tâm của tải trọng (m).
B
k

, L
k

: Cạnh ngắn và cạnh dài trong bề rộng của tải trọng tác
dụng hữu hiệu top-base có xét đến độ lệch tâm (m).
K
2
: Hệ số kể đến sự tăng khả năng chịu cắt cho phép khi cần kể
đến phân phối áp lực tiếp xúc với nền của móng cứng (xem ,).
, : Hệ số hình dạng của móng (xem %Q3)
18
,7?!!DE$:9

§Êt nÒn SÐt C¸t
§êng kÝnh cña top-block
φ500 φ330 φ500, φ330
Mãng b¨ng H×nh 1,0 1,0
Mãng ch÷ nhËt H×nh 1,0 1,0

%$:9ORDJ
H×nh d¹ng
®¸y mãng
D¹ng liªn tôc
D¹ng h×nh
vu«ng
D¹ng ch÷
nhËt
D¹ng h×nh
trßn
α
1,0 1,0 1+0,3B/L 1,3
β
0,5 0,4 0,5-1,0B/L 0,3
3$:9O!+0:<
H×nh d¹ng
®¸y mãng
D¹ng liªn tôc
D¹ng h×nh
vu«ng
D¹ng ch÷
nhËt
D¹ng h×nh
trßn
α
1,0 1,3 1+0,3B/L 1,3
β
0,5 0,6 1-0,4B/L 0,6
S75?!!DE$:9

-R);:CF!+0.
φ
3SS2
R*L$  Q$:9

5PE$8
19
N
c
, N
q
, N

: Hệ số khả năng chịu cắt đối với phá hoại cắt.
C: Lực dính của đất dới đáy móng (tf/m2)
p
0
: Lực xuyên; p
0
=
2
D
f
(tf/m2)

1
: Khối lợng đơn vị của đất ở dới đầu mũi khoan (tf/m )
(Lấy bằng khối lợng đơn vị nớc ngầm trong trờng hợp thấp
hơn mực nớc ngầm)

1
: Khối lợng đơn vị của đất ở trên đầu mũi khoan (tf/m2)
(Lấy bằng khối lợng đơn vị nớc ngầm trong trờng hợp thấp
hơn mực nớc ngầm)
20
D
f
: §é s©u tõ bÒ mÆt líp ®Êt thÊp nhÊt gÇn ®¸y mãng ®Õn ®Çu mòi
khoan (m).
%T )'$:9U

,T )'$:9U

T )'$:9U
γ
21
4$:9.M( NO);R
22
0G#)*OR!+0:<
Vic s dng phng phỏp top-base ảnh hởng đến phân phối ứng
suất, giảm biến dạng dọc trục, do đó, việc tính toán độ lún của lớp top-
base đợc thực hiện nh sau:
- Tải trọng phân bố trên bề rộng lớp top-base ở vị trí đầu tiên, do
đó, cờng độ tải trọng đợc sử dụng trong tính toán độ lún lớp top-base là

ck
LB
P
q =
23
- Phân bố ứng suất trong phạm vi đất nền đợc lấy theo góc
nghiêng 30
0
.
- Xem xét ảnh hởng giảm biến dạng dọc trục, việc độ lún phía
trên độ sâu khoan đợc bỏ qua và mặc dù biến dạng đất tại phần tơng đ-
ơng với độ cao đỉnh ở đáy móng cũng bị hạn chế, do đó, độ lún ở phần
này mà đợc giả định là một nửa độ lún tính toán.
- Độ sâu của lớp đất ảnh hởng đến độ lún lấy bằng 1,5 lần bề
rộng tác dụng của tải trọng, nhng sử dụng top-base chỉ ảnh hởng đến độ
sâu tơng tự bởi vì bề rộng tác dụng của tải trọng gây ra do ảnh hởng
phân phối ứng suất, do đó, độ sâu độ lún đợc lấy bằng bề rộng tác dụng
của tải trọng.
- Số lợng để phân chia các lớp đất đến chiều cao tơng đơng bề
rộng tác dụng của tải trọng và tổng độ lún của từng lớp đất phân chia là
độ lún cuối cùng của top-base.
- Khi các tiêu chuẩn thiết kế kết cấu để xây dựng công thức tính
toán độ lún. Khi phạm vi áp dụng là tải trọng phần tử tác dụng dọc trục
mà không có tiêu chuẩn nh vậy, có đợc biến dạng thẳng đứng, với công
thức, đối với mỗi lớp đợc phân chia, bằng cách xem xét độ lún 3 chiều
và độ lún tính toán sử dụng biến dạng này.
( )
zizi
vK
E

=
0
21
1
Trong đó:

zi
: Biến dạng thẳng đứng của lớp thứ i;
E: Mô-đun đàn hồi của đất dới top-base;
v
: Hệ số Poison (lấy bằng 0,3);
Ko: hệ số áp lực đất ở trạng thái nghỉ (lấy bằng 0.5);
zi


: Số gia ứng suất lớp thứ i (tính theo a, b)
375?!!#R!+0:<
24
Mô-đun đàn hồi của đất E có thể đợc xác định bằng công thức sử
dụng hệ số nén m

, nhận đợc từ các số liệu thử nghiệm độ lún tiêu
chuẩn.
( )( )
( )

mv
vv
E

+
=
1
211
Độ lún của lớp đất thứ i đợc xác định bằng công thức sau:
S
i
=
zi
H
2.2.4. L u ý trong thiết kế
Khi các top-block của top-base đợc thiết kế ban đầu không đáp
ứng đợc yêu cầu do tải trọng thiết kế lớn, có thể phải thi công top-base
25
2 lớp hoặc mở rộng diện tích lắp đặt top-block. Khi mở rộng mở rộng
diện tích lắp đặt top-block mà cha đủ thì có thể đổ bê tông lót lên trên
các top-block để tải trọng đợc phân phối đều xuống các top-block.

Tài liệu bạn tìm kiếm đã sẵn sàng tải về

Tải bản đầy đủ ngay

×