n md không kể đến điều kiện biên trên mặt tiếp xúc limg tường
V(ýi th ê íấ t.
b)
H inh 2.5: Li thuyết áp lực đất Rankine
39
ở đây chỉ thảo luận với tình huống đơn giản nhất: lưng tường là tháng đứng, mặt đất lấp là mặt phẳng ngang (hình 2.5b). Do đó có thế' dùng quan hệ giữa ứng suất chính lớn nhất và nhỏ nhất khi thể đất ở vào trạng thái cân bằng giới hạn [công thức (2 .6 ), công thức (2.7)] để tính loán áp lực đất tác động trên lưng tường.
2.2.2.3. Tính áp lực đất chủ động Rankine
Khi lưng tường là thẳng đứng, mặt đất lấp là nằm ngang thì có thể vận dụng lí thuyết cân bằng giới hạn nói trên để tính áp lực đất chủ động, như thể hiện trong hình 2 .6a, nếu lưng tường AB dưới tác động của áp lực đất mà làm cho lưng tường tách khỏi đất lấp di động ra ngoài tới A ’B ’, khi đó thể đất sau tường đạt đến trạng thái cân bằng giói hạn, tức là trạng thái chủ động Rankine. Lấy một phân lố đấi ở độ sâu z chỗ lưng tường, thì ứng suất theo chiều đứng của nó Ơ3 = yz là ứng suất chính lớn nhất a | , ứng Suất theo chiều ngang ơx là ứng suất chính nhỏ nhất Ơ3, cQng tức là áp lực đất chủ động cần tính toán Pa- Lấy Ơ3 = P a, ơ | = yz thay vào công thức (2.7) sẽ có công thức lính áp lực đất chủ động Rankine:
Pa = ỴZ tan' ^45° ~ = yzKn
Đất có tính sét:
p, = Y2 lan- (45° - - 2c tan (45“ - ^ = y /K , - 2 c ^ / ^
Trong đó:
K;, - hệ số áp lực đất chủ động:
K, = tan' (45“ -
y - trọng lượng đất (kN/m^);
c, 9 - lực dính kết (kPa) và góc ma sát trong của đất; z - độ sâu từ điểm tính toán đến mặt đất lấp (m).
H ình 2.6: Tính áp lực đất chú động Rankiìte
a) Tường chắn đất dịch chuyển ra ngoài; b) Đất cát; c) Đ ất sét. 40
(2.9) (2. 10)
TCr công thức nói trên và hình 2.6b, c có thể thấy, áp lực đất chủ động P a phân bố đường thẳng theo độ sâu z. Hợp lực Ea của áp lực đất chủ động tác động trên lưng tường sẽ là diện tích của hình phãn bố P a, vị trí của điểm tác động ở chỏ trọng tâm của hình phàn bố. Khi đál có tính cát:
(2.11)
tác động ở chỗ H/3 cách niăt đất của tường chắn đất.
Đất có tính sét Khi z = 0. từ công thức (2.10) biết P3 = - 2cVĨ^, tức là xuất hiện vùng lực kéo. Cho Pj trong công thức (2.10) bằng 0, có thể giái được độ cao của vùng chịu kéo là:
h„ = 2c(2 . 12)
Vì giửa đất lấp và lưng tường khống thể chịu ứng suất kéo, do đó, trong phạm vi lực kéo sẽ xuất hiện khe nứt, khi tính áp lực đất chủ động trên lưng tường sẽ không xét đến tác động của vùng lực kéo, nôn:
2 2 Y(2.13)
Ea = -!-yK,(H - h.,)- = - ỉ - y H X - 2cHVĨ^ + ^
Từ công thức (2.8) có thể biết, góc kẹp của mặt trượt BC xuất hiện trong đất sau lirờng với mặt nằm ngang là 45" + ẹ/2.
Nếu phía sau tường là đất gồm nhiều lớp vẫn có thể theo công thức (2.9), công thức (2. 10) để tính áp lực đấi chủ động nhưng phải chú ý trên mặt ranh giới của các lớp đẩt, do chỉ tiêu cường độ chịu cát của 2 lớp đất là khác nhau, làm cho phân bố của áp lực đất có đột biến (hình 2.7). Phương pháp tính như sau:
Điểm a: P „ = - 2 c , V ^
'I rôn điểm b (trong tầng đất thứ nhất); Pa2 = ỴihịKai - 2ci ■Vĩ^ Dưới điểm b ítrong tầng đất thứ hai); = yih|Ka2 - 2C2 Diểm c: Pa3 = (y,h| + Y2h2)Ka2 - 2c, V ĩ ^ Trong đó:
K3, = tan-(45° - ^ )
V 2 J
Ý nghĩa của các kí hiệu khác xem ờ hình 2.7.
(2.14) 41
H ình 2.7: Tinh áp lực
chủ ctộiìịỊ của đấl
gồm nhiều lớp
Như hình 2 8 cho thấy, khi bề mặt đất lâp phía sau tường chắn có tải trọng phân bố đều liên tục q lác động, khi tính tcán có thể cho ứng suất đứng Cĩ, ở độ sâu z tăng thêm một irị q, tha) yz trong công thức (2.9). công thức (2.10) bằng (q + ỴZ). sẽ có công thức tính loán áp lực đất chủ động khi có siêu tải trên măt đất lấp:
Đát tính cát: Pa = (yz + q)Ka (2.15) Đất tính sét: Pa = (yz + q)K^ - 2c (2.16) Trong đó: q - siêu tải trẻn mặt.
Khi không có siẽu tải cố định, để kế’ đến viêc có thể chất tai thi còng xẩy ra hílít kì lúc nào ở bờ hố móng sâu, và các yếu tố như xe cộ chạy qua V. V..., thông thường có thể lấy q = 10 - 20kPa.
r r
wfẲrjvỉjiirwt ĩ n 1W r.c.q)
(q +YH)K,-2c/R7
H in h 2.8: Tinh áp lục đất
chù động khi trẽn đất lấp
có xiêu tãi
P^.(q*''l,)K,-2c/ÌỤ
2.2.2.4. Tính áp lực đất bị động Rankine
Hình 2.9 thể hiện một tường chắn đất có lưng tường thẳng đứng, mặt đất nằm ngang, nếu tường đẩy về phía đất lấp dưới tác động của ngoại lực, khi đất phía sau tường đạt đến trạng thái cản bằng giới hạn la sẽ có trạng thái bị động Rankine. Xét một phân tố đất ở độ sâu z của lung tường thì ứng suất đứng G, = yz là ứng suất chính nhỏ nhất ƠI. ưng suất ngang là ứng suất chính lớn nhất ơị, cũng tức là áp lực đất bị động Pp. Cho ơ| = Pp, ơ , = yz thay vào công thức (2.6) sỗ được công thức tính áp lực đất bị động Rankine:
42
Đất cál: Pp = yz tan" ^45° + ^ ) = yzK.p (2.17) Đất sét: Pp = yz tan" ^45° + + 2c tan ^45'’ + ^ ^ = yzKp + 2c (2.18)
Trcng đó'
Từ công thức trên có thể biết, áp lực đất bị động Pp phân b ố thành đường thẳng theo độ sâu z, như hình 2.9b, c. IIợp lực Ep của áp lực đất bị động tác dụng trên lưng tường có thể tìm được bằng diện tích hình phân bố của Ppi
Đất cát: Đất sét;
Ep =
Ep = ịyH -K p ^ 2cH
(2.19) (2.20)
Góc kẹp giửa mặt trượt BC xuất hiện trong thể đất sau tường với mặt phẳng ngang là (45° - (p/2).
Nếu đất lấp Ihành từng lớp, trên mặt đất lấp có siêu tải thì phương pháp tính áp lực đất bị động cũng giống như tính áp lực đấl chủ động nói trên.
A A'
YHKp + 2c/iỤ
c)
a) Tường chdiì đất dịch chuvển về phía đất lấp; b) Đ ất cát; c) Đ ấi sét.
2.2.3. Lí thuyết áp [ực đất Coulomb
2.2.3.1. Nguyên lí cơ hán
Nguyên ií áp lực đất Coulomb: giả định tường chắn là cứng, đất lấp phía sau tường là đất cát đồng đều, khi lưng tường dịch chuyển tach xa thể đất hoặc đẩy về phía thể đất, ihể đất phía sau lường sẽ đạt đến trạng thái cân bằng giới hạn, mật trượt của nó Ihòng qua hai tổ mặt phẳng ở chân tường B (hình 2.10), mộl là mặt AB men theo, lưng
43
tường, mặt nửa là mặt BC hình thành ở trong thể đất. Giả định nêm đất trượt ABC là thể cứng, căn cứ vào điều kiện cân bằng của nêm đất ABC, theo bài toán phẳng sẽ giải được áp lực đất tác dụng trên tường chăn đất.
2.2.3.2. Tính áp lực đất chủ động
Tường chắn đất thể hiện như hình 2.11, lưng tường AB nghiêng lệch đi tạo thìinh góc kẹp s với đường thẳng đứng, bề mạt đất lấp AC là mặt phẩng lạo ihành góc kẹp p với mặt phẳng ngang.
H inh 2.10: L i thuyết áp lực đất Coulomb
H ình 2.11: Tính áp lực đấĩ chủ động Coulomb
Nếu tường chắn dưới tác động của áp lực đất lấp dịch chuyển ra ngoài tách rời khỏi đất lấp, thể đất sau tường đạt đến irạng thái cân bằng giới hạn (trang thái chủ động), trong thể đất sinh ra hai mặt trượt AB và BC thông qua chân tường B. Nếu mật trượt BC tạo thành góc kẹp a với mặt phẳng ngang, xét một đơn vị độ dài tường chắn, coi nêm đất trượt ABC được tách độc lập và xét đến điều kiện cân bằng tĩnh của nó; các lực tác động vào nêm đất trượt ABC có:
1) Trọng lượng G của nêm đất A3C. Nếu trị a đã biết thì độ lớn. phương chiều, và vị trí điểm tác động của G đều đă biếl.
2) Phản lực R của thể đất tác động trên mặt trượt BC. R là hợp lực của ma sát T| trên mặt BC với phản lực hướng pháp N|, góc kẹp của nó với pháp tuyến của mật BC bằng góc ma sát trong cp của đất. Bởi vì nêm đất trượt ABC tương ứng với thể đất bên phải của inặt trượt BC dịch chuyển theo chiều đi xuống, nên chiều của lực ma sát T| là đi lên, chiều tác dụng của R đă biết, độ lớn chưa biết.
3) Lực tác dụng Q của tường chắn đất vầo nêm đất. Góc kẹp của nó với pháp tuyến ở lưng tường bằng góc ma sát ô giữa lưng tường với nêm đất. Tương tự. bởi vì nêm đất trượt ABC tirơng ứng với lưng tường trượt theo chiều đi xuống, nên lực ma sát T t của lưng tường sinh ra ở mặt AB có chiều đi lên. Chiều tác dụng của Q đã biết, độ lớn chưa biết.
44
Hình 2.11 trinh bàv tam giác lực của G, R và Q đă tính đến điều kiện cân bằng tĩnh của nêm đấi trượt ABC, lừ định luật Sin có:
________G________ ^ _ _ Q ____
s in [n - ( vị/ + a - ( p ) ] siiivùC - (p)
Trong đó; V|7 = — - e - ô, các kí hiệu khác xem hình 2.11. 9
Từ hình 2.! 1 có thể biết:
^ H ; BC = H -
COSE cosEsin (a - p)
Từ đó: G = i yH- - ạ ) cos(P_-_gl 2 cos"e sin(a - P)
Đem G thay vào (2-21) ta có:
(2.21)
Q = H2cos(e - ạ ) cos(p - e) sin(a - (p) (2.22)
cos"e sin(a - p) cos[a - 0,4) (2.34)
48
=1 1 '
H- (0.16 + n')''
ơ|, = ơhCos'( l.lrx)
(m < 0,4) (2.35) (2.36)
(2) Tải irọim phàn bố luyến: Đối với áp lực ngang do tải Irọng tuyến q (hình 2.16) gây ra thì giải theo Boiissincsq. đồng thời dùns lỉ số nói trên m, n, ta được:
nrn
TtH ' (m" + 11-)-
(2.37)
Căn cứ vào kcì quả thực đo, trị thực đo lớn vào khoảns gấp đôi trị lí thuyết nói trên, sau khi hiệu chỉnh lại là;
0.203n
H (0.16 + n-)-
(m > 0,4) (m < 0,4)
(2.38) (2.39)
'I'ronu các irưàng hợp thònc thường, có ihể dùng phương pháp gần đúng như trong hinh 2.17 để lính áp lực đâl chủ động dưới tài trọng luyến.
Từ điếm tác tlụng cùa lái trọnc o ve 2 dương itiẳng o c và OD lản lưựl tạo với đường nằm ngang góc (p và góc 45" + cp/2 và cắl nhau với lưng tường ở c và D. Ta xem tải trọng tập irimg chỉ tác độne trons phạm vi đoạn CD, từ đó dẫn đến lượng lăng áp lực đất chủ động là AEa, và có ihể tinh gán điíriíĩ ihco công thức sau:
AE,,^ = Ptan- ("4 5 " + ‘1’) = PK \ 0 / (2.40)
H ìn h 2. ỉ 6: Á p lực n^mníỉ (lo ĩái Ỉrọỉìị* luyến gây ra
liin h 2.17: Tính íỉúrỉ^ áp lực đấĩ chủ động dướỉ ỉác độnịỊ Cíia íái trọng íttvến
49
Đồng thời cho rằng hình phân bố áp lực là phân bố tam giác cân, trị lớn nhất của nó là:
2PK,
(2.41)
amax
h,
(3) Tải trọng hình băng
Tải trọng hình băng tức là tải trọng phân bố trên một bề rộng hữu hạn, ví dụ tải trọng của móng băng chạy song song với tường chắn, tải trọng của ôtô, đường sắt, đường đê v.v... Căn cứ vào công thức của Terzaghi sau khi hiệu chỉnh lại (hình 2.18) là;
(2.42)
Khi trên mặt đấi có lải trọng hình băng cũng có thể dùng phươn;» pháp tính gần đúng theo lí thuyết áp lực đất Rankine dể xác định áp lực ngang của nó. Như thể hiện trên hình 2.19, ở chỗ cách đỉnh tường bằng / lác động siêu tải phân bố đều q rộng /|. Từ khởi điểm o của siẽu tải vẽ một đường thẳng o c tạo với đường nằm ngang góc 4 +
(p/2, và cắt lưng tường tại điểm c. Ta xem từ điểm c trở lên không kể đến tác động của siêu lải phân bố, áp lực đất chủ động của nó chỉ là do trọng lượng bản thân của đất lấp gây ra, hình phân bô' áp lực đất là ABa thể hiện trôn hình, từ điểm c trở xuống mới xét đến tác động của siêu tải phân bố, hình phân bố cường độ áp lực đất chủ động là ABceg. Từ điểm O ’ của tải irọng phân bô' đều cục bộ la vC một đường Ihẳng lạo với đường nằm ngang góc 45° + (p/2, và cắt lưng tường ở điểm D. Phân bố cường độ áp lực đất chủ động do tải trọng hình băng q gây ra là cefd, hình tổng cường độ áp lực đất chủ động là ABcefda.
q kN/m
H inlỉ 2,18: Á p lực bên ỉLtờng cứng dưới tác động ciìa tải trọng hình bâng
(4) Áp lực đất do lải trọng xe cộ gây ra
H ình 2.19: Tỉnh ctp lực đất chủ động dieới tác động cùa fủi rrọng hình bông
Trong khi thi công hố móng, thường có ôtô, cần cẩu chạy irẽn mặt đường bêtông cốt thép ở gần đỉnh của kết cấu chống giữ. Khi xc cộ bắt buộc phải chạy ở ngay phía sau tường thì phải tính áp lực đất lêti tư»'vng chắn. Trong quy phạm ihông dụng đc thiết kế
50
cầu hần đường bộ JGJ021-89 của Trung Quốc có quy định cụ thể phương pháp tính áp lực tất do tải trọng ôtô (bao gồm ôtô, xe bánh xích, xe cẩu) gây ra. Nguyên lí tính toán cia nó là dựa theo lí thuyết áp lực đất bánh xe, thay thế tải trọng xe cộ trong phạm vi thể ẫng trụ phá hủy của đất lấp (tức là nêm đất trượt) bằng một tải trọng phân bố đều (hiậc tính đổi thành lớp đất phân bố đều lương đương), sau đó tính bằng công thức áp lực tất bánh xe (hình 2.20).
Ìỉtnlì 2.20: íinlỉ áp /(«• dất (lo lài trọnị> hanh xe gâv ra
Khiiinh loán, dầu tiỗn xác định độ dài /o của thể lăng trụ phá hủy. Bỏ qua ảnh hưởng của tả trọng xc cộ đối \ỏ i vị trí mặt trượt, theo công thức (2.26) - (2.28) khi không có tải trọg xe cộ Jế tính trị góc nghiêng cota của mặt irượt, sau đó, tìm trị /„ theo công thức tưng ứng sau đây:
Khilưng tường nghiêng úp xuống;
Ig = H(tari£ + cota) (2.43)
’ ••Oig đó:
H - độ cao lường chắn đất;
ư - góc nghiêng cùa lưng tường và góc nghiêng của mặt trượt.
Kh.lirng tường nghiêng ngửa lèn; E góc nghiêng lưng tường trong công thức tính may bng trị ám; khi limg tường thẳng đứng, thay vào công thức trên £ = 0.
Tải rạng xe cộ tác 'tộng trong phạm vi thể lăng trụ phá hủy, có thể dùng cõng thức (2.24)'ính đổi thành lớp đất phân bố đều tương đương có độ dày là hg (hình 2.20):
(2.44)
T rag đó:
y - [rọng lượng đơn vị đất lấp;
h.. = ZG B/oY
B - độ dái tinh loán của lường chấn đất;
51
/o - độ dài thể lăng trụ phá hủy của đất lấp sau tường;
ZG - trọng lượng bánh xe của các xe cộ bố Irí trong diện tích B X /„. Độ dài tính toán B của tường chắn đất có thế’ xác định theo cồng thức sau (hình 2.21): B = / + a + H.tan30° (2.45)
Trong đó;
/ - khoảng cách giũa 2 trục trước sau
của ôtỏ, (bánh xích thì / = 0);
a - độ dài chạm đất của bánh xe hoặc
bán kính;
H - độ cao của tường chắn đất.
Trọng lượng bánh xe của xe cộ S G là trọng lượng bánh xe có thể bố trí được trong diện tích B X /„.
Sau khi tìm được độ dày h^. của lớp đất tương đương, có thể theo công thức sau đế’ tính trị áp lực đát chủ động Ea tác động lên tường chắn (hình 2.20):
B = / + a 4 Htan30
H ình 2.21: Tính âộ dùi tính toán B của tường chôn
E , = 1ỵH(H + 2h,)K,
E ax = E a COsG
E ay = E.xsinO
Trong đó:
0 - góc kẹp giữa Eạ với đường nằm ngang 0 = ô + F,; Ka - hộ số áp lực đất chủ động của bánh xe.
(2.46)
Hình phân bố của E a x và Eay (xcm hình 2.20), điểm lác động của chúng lần lượi ở vào chỗ tâm hình của các hình phân bố. có tliể tính theo các công thức (2.47). (2.48).
Khoảng cách Ihẳng đứng Cx lừ điểm lác động E,\x tíiểin B chân tường là: (2.47)
Khoảng cách nằm ngang Cy lừ điểm tác động Eay (lên điểni B chân tường la;
d d + 3d (2.48)
3 d + 2d
Trong đó: d = Mtans, d] = h^.tanEo
52
2.2.4.I. Tinh áp lực đất khi m ật đất lấp không hằng phẳng
(1) Lung iườiiỉỊ thẳng đứng, mặt đất lấp chéo nghiêng (hình 2.22)
Nêu đất lấp là đất không có tính séi, công thức lính áp lực đất chủ động và bị động (hể hiện như sau. trong đó, chiều lác động đồns nhất với chiều của mặt đất lấp.
Áp lực đất clui động:
vá:
Áp lực đất bị động; và:
^ .........n cos p - Vcos-p - cos-cp COi p + ^'ccs-'p - cos-(?
2 cos p + Vcos-p - cos-(p R cos B + V c õ ? p - ^ c õ s ^ = Ỵ/.COS prnQ R - Vcos-B - COS-CI)
(2.49) (2.50) (2.51)
2 cos \\ - Vcos"(3 - c o s >(2.52)
(2) Mặt đất lâp không bhng phàng
Mặt đất lấp ở phía sau lirờniỉ chán Urờng khốns phải là do duy nhất một mật nằm ngang hay mội mặl chéo nghiông, mà có thế’ có mấy trường hợp như thể hiện trẽn hình 2.23. Khi ấy se không Ihc trực liếp áp dụng công thức tính áp lực đất như trường hợp mặt đất lấp đơn giản nói ircn, mà phải lần lượt tính gần đúng theo bề mặt đất lấp là nằm ngang hay là chéo nghiông, sau đó mới lổ hợp lại.
Hình 2.23a là inội loại lình huống: ở phía sau
tưởns đầu tiôn là có 1 đoạn năm ngang, rồi sa.i
(ló nối liền với măl chéo nghiêne. Khi tính toán,
có ihô’ kéo dài inạt đất nghiổng đến gặp lưng
iườnis ở điểm c. lần lượi tinh hình phân bố của
cưởng độ áp lực đất chủ động khi lirng lưừng là
AB và mặi đất lấp nằm ngans (hinh phân bố
BAd), và hình phân bố cùa cirờng độ áp lực đấi
CÌILÌ động khi lưng lường là AC và niặi đấi lấp
lIióo nshiêng (hình phân bố CAe). hai hình này
líiao nhau ở f. ihi ihực tế hình phàn bố cường độ
ap lực chủ động có thể lấy gần đúng như hinh
BAef, diên lích của nó sổ là iri gần đúng của áp , T, -r- ; - ;
, ® ‘ ỉlinlì 2.22: Ttiìh áp lực cỉât lực đat chu đọng E,,. ị.ịjị lìglìiẽng
53
a)
s b)
^iV----- ^ỉặmỉặmnmệTĩ
d ễ T s
h
N . à'
9 e
c)
H ình 2.23: Tinh gân đúng áp lục đất chủ động'khi mặt đất lấọ không bâng phátig
Khi mặt đất lấp như hình 2.23b. có thể lần lượt tính hình phân bố cường độ áp lực đất chủ động BAe với lưng tường AB và mặt đất lấp là chéo nghiêng và hình phân bố cường độ áp lực đất chủ động CAđ với lưng tường giả thiết AC và mặl đất lấp là nằm ngang, hai hình này giao nhau ở f thì BAdf sẽ là hình phân bố gần đúng cường độ áp lực đất chủ động thực tế.
Dựa theo phương pháp tính áp lực đất chủ động trong 2 tình huống bề mặl đất lấp không bằng phẳng trên đây, không khó có được hinh phân bố cường độ áp lực đất chủ động BAehi irong tình huống bề mặt đất lấp như thể hiện trên hình 2.23c.
2.3. ÁP LỰC NƯỚC
2.3.1. PhưoTig pháp tính áp lực nước bình thương
Tải trọng tác động lên kết cấu chắn đất, ngoài áp lực đất ra còn có áp lực nước của nước ngầm dưới mặt đất. Khi tính áp lực nước, thường lấy irọng lượng nước = 10 kN/m . Áp lực nước có liên quan đến các nhân tố như lượng cấp bớ sung nước ngảm, sự thay đổi mùa, độ kín nước của tường chắn trong thời giun Ihi công đàò hố, độ sâu của tường trong đất, phương pháp xử lí thoát nước v.v...
Tính áp lực nước, đất dưới mực nước ngầm thường d ..ng 2 phương pháp là'"nước đất tính riêng" (tức áp lực nước, đất lần lượt tính riêng rồi cộnf lại) và "nước đất tính chung". Đối với đất tính cát và đất bột. có thể tính theo nưưc đất tính riêng, tức lần lượt tính áp lực nước rồi áp lực đất, sau đó cộng chúng VỚI nhau. Với đất có tính sét thì có thể căn cứ vào tình hình ở hiện trường và kinh nghiệm rong thi công đê xem tính chung hoặc tính riêng.
2.3.1. Ị. Phương pháp tính riêng áp lực nước đất
Phương pháp nước đất tính riêng áp dụng trọng krợng đẩy nổi để tính áp lực đất. dùng áp lực nước tĩnh để lính áp lực nước, sau đó cộng hai loại với nhau sẽ có tổng áp lực bôn (hình 2.24).
54
r'.Tệwp///mrẢị‘
arĩTữĩ
f íf -
H ình 2.24: Tiiĩh áp lực đấĩ và áp Ịực nước
Lợi dụng nguyên lí ứng suất hữu hiệu để tính áp lực đất, tính riêng áp lực nước, đất, tức là:
(2.53)
(2.54)
Trong đó;
p, = y’HK, - 2c' VkT + YwH p , = y’H K , + 2 c’ V ÌT + y^H
y ’ - trọnt: lượng đẩy nổi của đất;
Ka - hộ số áp lực đâì chủ động tính theo chỉ tiẽu cường độ ứng suất hữu hiệu Kp - hệ số áp lực đất bị động tính theo chỉ tiêu cường độ ứng suất hữu hiệu
(p’ - góc ma sát trong hửu hiệu;
c ’ - lực dính kết hửu hiệu;
- trọng krợng của đất.
Khái niệm phương pháp irên đây tương đối rõ ràng nhung tiong Iliực tế sử dụng còn một số khó khỉln. có khi cũng khó có được chi tiêu cường độ hữu hiệu, do đó trong nhiều trường hợp dùng phương pháp ứng suất tổng để tính ap lực đất, rồi cộng với áp lực nước, tức là tổng ứng suất:
P3 = Y’HK, - 2c VĨ^ + (2.55)
Pp = ỵ’HKp + 2c (2.56)
Trong đó:
Ka - hệ số áp lực đất chủ động tính theo chỉ tiêu cường độ ứng suất tổng của đất; 55
K3 = tan V I^ -
U 2 ^
Kp - hệ số áp lực đất bị động tính iheo chỉ tiêu cường độ ứng suất tổng của đất
K, = t a n V ^ + ^ II ^ ^ \. ^ >
^ '‘ 4 0 J
(p - góc ma sát trong xác định theo cắt cố kết không thoát nước (cố kết cắt nhanh) hoặc không cố kết không thoát nước;
c lực dính kết xác định theo cắt cố kết không thoát nước hoặc không cố kết không thoát nước.
Các kí hiệu khác xem hình 2.24.
2.3.1.2. Phương pháp áp lực nước đất tính chung
Phương pháp áp lực nước đất tính chung khi dùng trọng lượng băo hòa của đất tính tổng áp lực nước, đất, đây là phương pháp tương đối thông dụng hiện nay, đặc bic t là đối với đất tính sét thì đă tích lũy được một số kinh nghiệm, áp dụng;
P,| = rs«HK„ - 2c (2^57)
Pr = T«HK,, - 2c ^/k; (2.58Ì
Trong đó:
Ysai - trọng lượng băo hòa của đấl, lừ mực nước ngầm trở xuống có thể áp dụng gần đúng trọng lượng tự nhiên;
Ky - hê số áp lưc đất chủ đông = tair ( 45" -
V 2 )
Kp - hệ số áp lực đất bị động Kp = tan’ ( 45” + ^ ^
V 2 ^
(p - góc ma sát trong của đất xác định bằng cắt cố kết không thoát nước hoặc cắt không cố kết không thoát nước theo phương pháp lổng ứng suất;
c - lực dính kết của đất xác định bằng cắt cố kết không thoát nước hoặc cắt không cố kết không thoát nước theo phương pháp tổng ứng suất.
2.3.2. Tính áp lực nước khi dòng thấm ở trạng thái ổn định
2.3.2. ỉ. Tính áp lực nước dòng thấm theo phương pháp lưới thấm
Khi thi công hố móng, bên trong tường vây giữ mực nước ngầm đă hạ thấp nỗn sẽ hình thành chênh lệch cột nưcÝc ở phía trong và ngoài tường, nước ngầm sẽ từ ngoài hố chảy vào trong hố, nếu như dòng thấm ở trạng thái ổn định, thì khi tính riêng nước, đâì, áp lực nước tác động lên tirờng vây có Ihể xác định bằng phưữĩig pháp lưới thấm.
56
Hình 2.25 là thí dụ về tính áp lực nước tác động lên kết cấu tường vây bằng phương pháp lưới thấm. Giả định độ sâu của chân tường cắm vào đất là h, chênh lệch cột nước là h,„ cho h = ho. theo thủy lực học ta vẽ ra hình lưới thấm (hình 2.25b) sau đó dựa vào nó sẽ có thể xác định được áp lực nước tác động lên thân tường. Căn cứ vào thủy lực học, có:
H = hp + h, (2.59)
Trong đó:
H - tổng cột nươc ở một điểm nào đó, có thể đọc được từ hình lưới thấm; hp - cột nước áp lực ở một điểrn nào đó;
he - CỘI nướ c vị trí ở một đ iể m nào đó, = z - h’. Áp lực nước p tác động lên thân tường khi dùng cột nước áp lực biểu thị, sẽ là:
p = hp =. H - he = H - (z - h’) = xh„ + h ’ - z (2.60)
7w
Trong đó:
X - tổng chênh lệch cột nước ở một điểm nào đó nhân với sô' phần trăm (hoặc tỉ so), đọc đirợc từ hình lưới thấin;
z - cao trình ở một điổm nào đó;
h ’ - cao trình đáv hố mónỉĩ;
h„ - tổng chênh lệch cột nước.
Phân bố áp lực nước ở trước và sau tường tính theo lưới thấm như thể hiện trên hình 2.25a. Tổng áp lực nước tác động lên thân tườns được thể hiện bằng nét kẻ ở trên hình.
ỉỉìn h 2.25: Hình phởn hô áp lực nước ớ ìhân tường
1. Đường cột nước áp lực phía trước lường: 2. Đường CỘI nước
áp lực phía sau tưởng: 3. Đường CỘI nưóc áp lực lĩnh.
57
2.3.2.2. Tính áp lực nước của dòng thấm bằng phương pháp ti lệ đường thẳng
Áp lực nước của dòng thấm còn có thể dùng phương pháp gần đúng tỉ lệ đường thẳng khi giả định trong chảy thấm sự tổn thất cột nước là phân bố đều theo đường bao dòng thấm của tường chắn, công thức lính toán là:
(2.61)
[rong đó'
Hj - tổng cột nước dòng thấm ở điểm i nào đó trên đường bao của lường chăn; L - tổng độ dài dòng thấm của đường bao tường chắn sau khi đă chiết giảm; S| - độ dài chiết giảm từ điểm i men theo đường bao tường chắn cho đến điểm đầu ở bên nước thấp;
ho - c h ên h cột nước giữa bên nước cao với bên nước thấp.
2.3.3. Tính áp lực nước bằng đồ giải
Nói chung có thể theo hình '2.26 về phân bố áp lực nước, đề’ xác đinh áp lực khổng cân bằng tác đ ộ n g lên kết C'â'u chắn giũ ở dưới mực nước ngầm. Hình 2.26a là phân bố hình tam giác, thích
WfWfWĨWỴ7
Phdn bổ tam giảc Phân bổ hinh tnang
hợp khi nước ngầm có dòng thấm; D c C H E Nếu không có dòng thấm có thể a) b) tính theo phân bố hình thang như Hình 2.26: Hình phứn bô áp lực nước không hình 2.26b. cân hằng tác động lên kết cấu chắn giữ
2.4. THẢO LUẬN VỀ TÍNH ÁP Lực Nước ĐẤT
2.4.1. Phưưng pháp thử nghiệm và vấn đê chì tiêu cường độ chống cắt của đất
2.4.1.1. Phương pháp ứng suất hữu hiệu và phươìig pháp tổng ứng su ất xác định cưÒTig độ chống cắt của th ể đất
Cường độ chống cắt của thể đất có Ihể xác định bằng phương pháp ứng suất hữu hiệu và phương pháp tổng ứng suất. Hai cách này dồu có đặc điểm riêng.
Cống thức xác định cường độ chống cắt của thể đất theo phương pháp ứng suất hữu hiệu là;
Tf = c ’ + ơ ’tan(p’ = c ’(ơ - u)tan(p’ (2.62)
Trong đó:
Tf - cường độ chống cắt của thể đất;
58
c ’ - lực dính kết hữu hiệu của đất;
ọ ’ - góc ma sát trong hữu hiệu của đấi;
ơ - tổng ứng suất pháp;
u - áp lực nước lỗ rỗng.
Phương pháp ứng suất hữu hiệu cho là, khi thể đất chịu tác động của ngoại lực, một p h ầ n là do nước trong lỗ rỗng chịu, gọi là áp lực nước lỗ rỗng, m ộ t phần do k h u n g CỐI của đất chịu, gọi Ui ứng suất hữu hiệu. Ảnh hưởng đến cường độ của dấl chính là ứng suất hữu hiệu. Qua tranh luận nhiều lần trong nhiều năm của các học JÌả, bất kể là đất tính cát hoặc đất lính séi, nguyên lí về ứng suẫt hửu hiệu đá được công nhận rộng rãi trong giới cơ học đất. Chỉ tiêu cường độ chống cắt hữu hiệu của thế đâì, tức lực dính kết hữu hiệu c ’ và góc ma sál trong hữu hiệu ọ ’, kết quả thí nghiệm của chúng tương đô'i ổn định tương đối ít chịu ảnh hưởng của điều kiện thí nghiệm.
Phương pháp lông ứng suất xác định cường độ chống cắt của thế đấi là:
T, = c + atancp (2.63)
Trong đó'
T| - cường dộ chống cắt của thế đất;
a - tống ứng suấl pháp
c - lực dínli kếi của đâì xác định iheo phương pháp tổng ứng suất;
cp - góc ma sát trong của đât xác định Iheo phương pháp tổng ứng suất. Phương pháp tổng ứng suất khỏng đề cập đến áp lực nước lỗ rỗng, chỉ mô phỏng irạng thái cố kết thực tế của thc đất để đo cường độ.
2.4.1.2. Xác định chi tiêu cường độ chning cắt ciia th ể đất
Phương pháp thi nghiệm thường dùng đế xac định cương độ chống cắt chia làm hai loại lớn là Ihử nghiộm tại hiện trường và iNứ nghiệm Irong phòng. Thử nghiệm lại hiện irường có Ihí Iighiộin bằng cắl bản chừ ihặp và Ihi nghiệm xuyên tĩnh v.v... Trong đó, rhí nghiệm cẩl bản chữ thập có thể đo được cường độ chịu cắl ở trạng thái tự nhiên của thể đất. Phirưng pháp xuyên tĩnh có ihế’ căn cứ vào công thức kinh nghiệm để tínli đổi ihành cường độ chống cắt của đất.
Thí nghiệm irong phòng theo loại máy được sử dụng cỏ thể chia làm hai loại là máy Ciít phăng và máy ba trục, theo đic'j kiện ihi nghiệm có thế chia làm c ố kếl hoặc không cố kếi. thoát nước hoăc không thoái nước v.v...
(l) Máy cát plìáng cắt chậm và máy nén ba trục cắi cố kết thoát nước, trong quá trình thí nghiộm thoát thật hết nirớc, tức là không có áp lực nước lỗ rỗng. Điều kiộn thoát nước của hai loại ihử nghiệm giống nhau, xác định được ứng suất hửu hiệu, chỉ tiôu cường độ lliii được đều là chỉ tiêu cường độ hữu hiệu.
59
(2) Máy cắt phẳng cắt nhanh và máy ba trục cắt không cố kết không thoát nước, phân biệt chủ yếu giữa hai loại này ở chỗ khác nhau về khống chế điều kiện thoái nước. Máy ba trục có thể hoàn toàn khống chế điều kiện thoát nước của mẫu đất, có thể đạt được không ihoát nước đúng như thực tế. Máy cắi phẳng do tính hạn chế của máy. rấl khó đạt được chính xác là không thoát nước, do đó, khi xác định chỉ tiêu cường độ chống cắt của đất trên máy cắt phẳng, khi tính thẩm thấu của đất tương đối lớn, cắt nhanh ở máy cắt phẳng chỉ tương đương với cắt thoát nước ba Irục, còn khi hệ số Ihẩm thấu của nước là khá nhỏ, kết quả thí nghiệm cắt nhanh bằng máy cắt phẳng mới tiếp cận với thí nghiệm ba trục không thoát nước.
(3) Máy cắt phẳng cắt nhanh cố kết và ba trục cắt không thoát nước cố kết. Hai loại phương pháp thí nghiệm này dưới ứng suất dương đều làm cho thể đất đạt được cố kết hoàn toàn, còn dưới tác động của ứng suất cắt thí nghiệm máy ba trục có thể đạt được không thoát nước, dùng máy cắt phẳng để thí nghiệm thì điều kiện thoát nước giống như máy cất phẳng cắt nhanh, tức là khi tính thẩm thấu của ihể đất lớn. tương đương với thoát nước, khi tính thẩm thấu rất nhỏ tiếp cận với không thoát nước.
Tuy là thí nghiệm cắt phẳng tồn tại một số khuyết điểm rỡ rệt, điều kiện chịu lực tương đối phức tạp, không thể khống chế điều kiện thoát nước, nhưng do máy và Ihao tác đều khá giản đơn, lại có nhiéu kinh nghiệm trong thực tiễn, nên áp dụng lương đối rộng răi máy cắt ihẳng để làm thí nghiệm cắt nhanh và cát nhanh c ố kết để thu được chỉ tiêu cường độ chông cắt của đất. Nói chung là hay dùng chỉ tiêu cắt nhanh cố kết, vì cắt nhanh cố kết chỉ tiến hành cắt sau khi đa cố kết dưới ứng suất thẳng đứng, làm cho kết quả thí nghiệm phản ảnh được cường độ tự nhiên của đất cố kết bình thường, điều kiện cố kết hoàn toàn sẽ chịu nhiều ảnh hưởng do mẫu thử bị xáo động và tầng cát kẹp trong mẫu giảm đến mức độ thấp nhất, từ đó làm cho chỉ tiêu thí nghiệm tương đối ổn định.
Sau khi dùng máy cắt phăng cắt nhanh cố kết hoặc thí nghiệm cắt nhanh đo được chỉ tiêu cường độ tổng ứng suất hãy còn tồn tại vấn đề là sử dụng trị sô' đỉnh hay là đem nhân với hệ số chiết giảm vớ trị số đỉnh rồi mcýi sử dụng. Theo quy định trong quy phạm Ihiết kế nền móng của tl ành phố Thượng Hải, thì người ta dùng trị số đỉnh cát nhanh cố kết hoặc trị số đỉnh cắt nhanh bằng máy cắl Ihẳng để xác định chỉ tiêu cường độ chống cắt, loại chỉ tiêu này thích dụng khi tính áp lực đất hoặc tính ổn định tổng thể.
Thí nghiệm cắt nhanh còn tồn tại rất nhiều khuyết điểm, như không thể khống chế được điều kiện thoát nước của mẫu thử, mặt cắt là cố định và ứng suất trên mặt cắt phân bố không đều v.v... Thí nghiệm ba trục thì không có nhữne khuyêì điểm này. Khi làm thí nghiệm cắt ba trục, có ihể theo 2 loại trạng thái là không c ố kết không thoái nước (UU) hoặc cố kết không thoát nước (CU) cung cấp hai loại chỉ tiêu cườiig độ chống cắt là ứng suâì tổno và ứng suất hữu hiệu.
Khi không thể có được tài liệu thí nghiệm cường độ chịu cắt đủ tin cậy, có thể lựa chọn sử dụnơ theo trị số trong bảng 2.4.
60
Loại
Bảng 2.4. Trị tham khảo chỉ tiêu cường độ chống cắt của đất Hệ số rỗng của đất
Cái min hội
0,4 - 0.5 c’ = 0
1,50
ỉ)ấl hỏl c = 3-6 (P = 23-25
c = tp =
2 - 4 22-24
c = 0 - 3 (P = 21-24
c = 0
ọ 19 - 21
J)ấl SlM
chất bộl
Dàì sótc = cp =
Đất sét
hùn
c /ii chú:
30-40 18-20
40-50 14-16
c = 20-30 ọ = 16-18
c = 30-40 (p = 12-14
c = 15-20 (p = 14-16
c = 15-20 (p = 10-12
c = 10-15 (p = 12-14
c = 5-10 (p = 8-10
c = 6-10 (p = 10-12
c = 10-15 ẹ = 6-8
c = 5-10 (p = 4-6
/. í' và c ' iroiiíỉ ỈHÌnẹ rinh hằiìíỊ kPci, tp tính bằnii độ;
2. Với ííất lấp llìiiồn linh sẽr có rhê cán cứ i’ào dát tự nhiên ờ trạng thái íinm g tự đ ể tra đitợc ỉrị xâ' {■ rồi nhãn với hệ số cliiâl ỊỊiíini 0.6 - 0.8;
3. Với dứt lấp rạp có íliể lấy (Ị) = /5 - 25^’. nếu hùm lượnị’ hạt thô nhiều, thời gian lấp đã lâu thi Itíx Irị sâ' ( CIO, iiíỊược lại lấv trị số ĩlìấp, khânỊi tính lực dính c.
2.4.2. Tính áp lực đất của đất tính sét
í)c có thẻ sử dụng rộng răi lí thuyết Coulomb vào đất sét hoặc để đơn giản việc tính toán, irực tiếp diiiio cỗiiíỉ ihức (2.9) cỉia lí thiiyếi Rankine để tính áp lực đất của đất tính SCI. ironự thực tế côno Iiiiih áp dụng tương đối rộng rãi phương pháp góc ma sát trone lương đương.
Góc ma sát (rong tương đirơng, lức là đcrn lực dính kết của đất tính sét tính đổi thành góc ma sát trons, eóc ma sát trong sau khi qua lính đổi gọi là góc ma sát trong tương điKYng hay là góc ma sát trong đáns trị, biểu thị bằng (Pi). Hiện nay irong công trình, áp dụng hai plurơng pháp đô’ lính ẽ là như thế nào ? Thí nghiêm cho thấy: khi chuyển vị ở phần đỉnh của tường bằng 0,1% - 0,5% độ cao của tường, áp lực đất của đất có tính cát sẽ giảm thấp tới áp lực đất chủ động; Đất lấp tính cát muốn đạt đến áp lực đất bị động thì chuyển vị ở phần đỉnh của tường chán đất sẽ phải lớn hơn nhiều, ước đến bằng 5% chiều cao của lường hoặc lớn hơn nữa.
Ảnh hưởiig của chuyển vị tường chắn đối với áp lực đất đại thể có mấy loại tình huống sau đây:
1) Khi đỉnh tường cố định, đầu dưới tường dịch chuyển ra phía ngoài, áp lực đất có liình parabol (hình 2.28a);
62
a) Strứì ra vòm ngang b) Sinh ra vỏm đOng
d) Àp lực dảt chú động
ĩm m u
c)
Hình 2.28: Biến đổi khác nhau của thân tường gây ra sự khác nhau về áp lực đất
2) Khi hai đầu trên và dưới tường cố định nhưng phần giữa tường thì vồng ra phía ngoài, áp lực đất có hình yên ngựa (hình 2.28b);
3) Khi lường dịch chuyển song song ra phía ngoài, áp lực đất có hình parabol (hình 2.28C);
4) Khi tường nghiêng ra phía ngoài, quay theo trung tâm của đoạn dưới tường sẽ gầy ra áp lực đất chù động bình thường (hình 28d);
5) Chỉ khi tường chắn hoàn toàn không dịch chuyển mới có thể sinh ra áp lực đất tĩnh (hình 2.28e).
Một số kĩ sư Nhật Bản kiến nghị; nên căn cứ vào biến dạng của thân tường để tiến hành điều chỉnh tclng giảm áp lực đất tác động lẻn thân tường. Giả định là đất 2 bên của tường ở trạng thái biến dạng đàn hồi, rồi dùng phương pháp hệ số nền của Winklẹr để tính áp lực đất lên lường.
Khi xem nền đất là hoàn toàn không chuyển vị (hình 2.29a), hai bên tường tính là áp lực đất tĩnh Po
H ình 2.29: Chuyển dịch
cùa tường và điều chinh
tâng giảm áp lực đất
63
Khi tường chịu ngoại lực và sinh ra biến dạng, nếu lượng chuyển vị ngang của bất cứ một điểm m nào đó của tường là ô thì áp lực đất p tác động vào m, cạnh a bị clièn ép như trong hình 2.29b (tức cạnh bị động), sẽ tăng Ihêm trị số là K|,ô, Kh là hệ số nền nằm ngang của nền đất của tường, vậy thì áp lực đất của cạnh này là;
p. = Po +K^5 (2,66)
Trong đó:
Pa - cường độ áp lực đất hướng ngang ở vị trí tính toán tác động vào tường; p„ - cường độ áp lực đất lĩnh ở cùng một vị trí tính;
K(, - hệ số nền nằm ngang của nền đất của tường;
ô - lượng chuyển vị ngang của tường ở vị in' tính toán.
ở phía cạnh, đất tơi xốp ra, tức cạnh p irong hình (cạnh chủ động), áp lực đất sẽ giảm đi với trị số là Kh ô, vậy thì áp lực đất ở cạnh này là:
Pp = P o - K h ô ( 2 .6 7 )
Trong đó: Pp - cường độ áp lực đất nằm ngang chủ động tác động ở vị Irí tính toán trên tường.
Tuỳ thuộc vào sự tăng của chuyển vị, áp lực đất bị động cũng tăng lên dần, nhimg khi đạt đến trạng thái giới hạn nào đó, trị ô tủng thêm nhưng áp lực đất không lìing thêm nữa, thì áp lực đất ở trị giới hạn này được gọi là áp lực đất bị động. Tương tự, áp lực đất nằm ngang chủ động cũng giảm nhỏ dần tùy thuộc vào sự tăng thêm của chuyển vị, cho đến một trị giới hạn nào đó, trị ô tuy lăng lên nhưng áp lực đất lại không giảm nhỏ đi, thì trị giới hạn này được gọi là áp lực đất chủ động, dùng công thức để Uiực hiện là:
Cạnh bị động: p„ = Po + Kh ô < Pp
C ạ n h chủ động: Pp = Po - Kh ô > Pa
Trong đó;
Pp - cường độ áp lực đất bị động của tường ở vị Irí tính toán; Pa - cường độ áp lực đất chủ động c ủ a tường ở vị trí tính loán.
(2.68)
Áp dụng phương pháp này để hiệu chỉnh áp lực đất, thường phải tính đi tính lại nhiều lần (tính lặp) mới có thể dần dần thu được kết quả tương đối hợp lí.
Áp lực đất tĩnh giảm dần cho đến áp lực đất chủ động hoặc tăng lên cho đến áp lực đất bị động cần thiết phải có tường cứng dịch chuyển sang ngang hoặc là quay. Brinch - Hansen đã kiến nghị để định lirợng ô của loại chuyển vị này là:
Với áp lực đấl chủ động: ôa = 0,001 H Với áp lực đất bị động: ôp = 0,01H Trong đó: H - chiều cao của lường.
64
(2.69)
a) ửa Ab
Ợ a
X ít:
Chù động Bị động Chủ động Bị động
H ỉnh 2.30: Biến dạng của ĩhân tường khi xuất hiện áp lực đất chủ động và áp lực đấĩ bị động a) Trạng ĩháỉ ứng suất chủ động và bị động do chuyến vị ngang cứa ĩhân tường gâv ra:
b) Tinh hình khi thân ĩường quay quanh
chân tường.
Chuyển vị cần thiết ở đỉnh tường để sinh ra áp lực đất chủ động và bị động trong đất cát và đất sét cho ở bảng 2.5.
Bảng 2.5. Chuyển vị cần thiết ở đỉnh tuửng
để sinh ra áp iực đất chủ động và bị động
Loại đất Trạna thái ứng suất
Hình thức chuyển dịch Chuyển vị cần thiết
Đất cát Song song với thân tường Chii động
0,00 IH
Clni động Bị động Bị động
Quay quanh chân tường Song song với thân tirờng Quay quanh chân tường
0,00 IH 0,05H >0,1H
Đất sét Chú động Song song với thân tường 0,004H Chủ động Quay quanh chân tirờng 0004H
Bị động - -
Ghi chú; Báng này trích tronq "Sổ tay côtiíị trìhh móng" do Phương Hiếu Dưưtĩg chú biên.
Căn cứ vào số liệu trên, với các kết cấu chắn giữ hố móng thông thường, chuyển vị thân tường cần có để đủ sinh ra áp lực đất chủ động tương đối dễ xuất hiện, còn số lượng chuyển vị để đủ sinh ra áp lực đấl bị động ihì lương đối lớn, thường thường là thiết kế không cho phép. Do đó, trước khi lựa chọn phương án tính toán, rất cần thiết phải tính đến tình huống về mật biến dạng này. khi trong lính toán có tính đến cân bằng giới hạn thì điều này là cực ki quan trọng.
2.4.4. Đo áp lực của nước đất và thành quả
Tình hình phân bố áp lực nước đất tác động tường chắn trực tiếp ảnh hưởng đến ổn định của kết cấu tường chắn và nội lực irong kết cấu, là Cíln cứ để tính toán thiết kế lường chắn. Hiện nay, xung quanh quy luật phân bố áp lực nươc đất tuy là có nhiều lí
65
thuyết nhưng đều chưa thật hoàn thiện. Để có thể nghiên cứu được độ lớn và quy luật phân bố của áp lực nước đất thực tế, cần phải dựa vào kết quả đo ở hiện trường, nghiên cứu tình hình biến đổi theo thời gian.
Hiện nay, việc đo áp lực nước đất chủ yếu dùng hai phương pháp, một là chôn hộp áp lực đất vào chỗ mặt tiếp xúc giữa tường chắn với đất để đo tổng lượng áp lực nước đất tác động vào tường chắn; Hai là, ngoài việc chôn hộp áp lực ra, có thể đồng thời chôn cả máy đo áp lực nước lổ rỗng, như vậy ngoài hộp áp lực đo được tổng áp lực ta còn có thể đo được áp lực nirớc ở cùng vị trí. Một phương pháp khác nữa là đo gián tiếp, tức là đo lực trục ở thanh chống, sau đó tính ra áp lực đất tác động vào tường chắn. Hình 2.31 là đường cong phân bố áp lực đất (tức là tổng áp lực nước đất) thực đo được trước và sau khi đào một bến tàu cọc bản bêtông cốt thép có một tầng cao. Cọc bản dài 11.5rn, sau khi đào hô' sâu đến 7m, độ sâu cọc bản cắm vào đất là 4,5m
trong cọc bản có chôn hộp áp lực đất kiểu màng thép để đo áp lự: đất. Áp lực đắt kPa Áp lực đắt kPa
H ình 2.31: Kết quá đo áp lực đất
Từ hình vẽ có thể thấy, độ lớn và tình hình phân bố áp lực đất irên cọc bản biến đổi theo viộc đào bến cảng ở trước cọc bản. sự biến dạng của cọc bản, độ cắm sâu vào trong đất và tính châi của đất. Trong hình, đường cong 1 sau tường là áp lực đất chủ động trước khi đào, giảm đi theo sự tăng thẽm biến dạng của cọc bản trong quá trình đào, đường cong 3 là phân bố áp lực đất ổn định sau khi đào. Áp lực đất bị động phía trước cọc bản phần trên giảm đi, phần dưới tăng lên trong quá trình đào, phần trên giảm đi là vì trong khi đào lải trọng phải niar.g ở bên trên giảm đi làm cho trị số giảm đi của áp lục đất lớn hơn trị số áp lực đất bị động tăng lên do biến dạng của cọc. Phần dưới là do nguyôn nhân áp lực đất bị động khá lớn sinh ra trong khi đào. Sau khi biến dạng của cọc và áp lực của đát được ổn, đường cong áp lực đất bị động 3 luôn tăng thêm so với đuửng cong 2.
66
ChưoTig 3
CHẮN GIỮ BẰNG CỌC TRỘN DƯỚI SÂU
3.1. GIỚI THIỆU S ơ LƯỢC
Cọc trộn dưới sãu là một phirưng pháp mới để gia cố nền đất yếu, nó sử dụng ximăng, vôi. v.v... để làm chãi đóng rìín, nhờ vàơ rnáy ỉrộn dưói sâu để trộn cưỡng bức đất yếu với châì đóng rán (.dung dịch hoặc dạng bột), lợi dụng mộl loạt phản ứng hoá học - vật lí xẩy ra giữa chấi đóng rắn với đất, làm cho đất mềm đóng rắn lại thành một thể cọc có tính chỉnh ihể. tính ổn định và có cường độ nhất định.
Sau Đại chiến thế giới lần thứ hai, Mĩ là nirớc đầu tiên nghiên cứu về cọc ximăng trộn lại chỗ (MIP). đường kính cọc 0,3 - 0.4m, dài 10 - 12m. Năm 1950 truyền vào Nhật Bản. nũm 1974 Trạm Nghiên cứu kĩ thuật bến cảng của Nhật Bản hợp tác nghiẽn cưu thành công phương pháp trộn ximăng để gia cố (CMC). Năm 1977, Trung Quốc băl đầu Ihí nghiệm trong phòng và nghiên cứu chê lạo máy 2 trục đầu tiên để trộn dưới sâu. Năm 1990 Nhậl Bản đira ra loại công nghệ ihi công trộn dưới sâu mói Rọi là phuưng pháp RR, khi thi công đầu trộn lên xuống, lắc ngang và quay tròn trộn ngược lên làm thành cọc, mội lần làm cọc có thể trộn (lược thăn cọc có đường kính tới 2m.
ở Việt Nam, đầu những tKìrn 80 đă dùng kĩ ihuật này của hũng Linden - Alimak (Thiiy Điển) làm cọc xiniímg/vôi đất dường kính 40cm, sâu lOm cho công trình nhà 3 - 4 lầng và hiện nay đang liên doanh với công ly Hercules (Thuy Điển) làm loại cọc này sâu đê'n 20m bằng hẹ thốns tự động lừ khâu khoan, phun ximăng và trộn tại khu cồng nghiệp Trà Nóc (Cần Thơ) với tổng chiều dài cọc gần 50.000m. Gần đây (năm
1999) đă có một Hội nghị ihế giới về vấn đổ này (Dry Mix Methods for Deep Soil Stabilization) ở Roiterdam (Hà Lan).
Phương pháp trộn dưới siiii ihích hợp với các loại đất được hình thành từ các nguyôn nhân khác nhau nlur đất séi clẻo băo hoà, bao gồm bùn nhăo, đất bùn, đất sét và đất sét bột v.v... Độ sâu gia cố lừ mấy rnét cho đến 50 - 60m. ở Trung Quốc làm được tới độ sâu 15 - 18m. Nhìn chung nhặn thấy khi gia cô' loại đất yếu khoáng vật đất sét có chứa đá cao lanh, đá cao lanh nhiéu nước và đá măng lô v.v... thì hiệu quả tương đối cao: Gia cố loại đất tính sét có chứa đá ilic, có châì chloride và hàm lượng chât hữu co cao, độ Irung hoà (độ pH) tương đối Ihấp thì hiệu quả kém hơn.
ở Thưựng Hải. Tmng Quốc, khi đào hố móng có độ sâu 5 - 7m, kết cấu tường chăn trước đây Ihường dùng cọc bản thép. Vì cọc bản ihép khi đóng cọc, nhổ cọc tiếng ồn thi cồng lớn, chấn động mạnh, xáo động nén đất nhiều, khi thi công sinh ra biến dạng lớn. tính chắn nước kém, các cỏns trình xây dựng xung quanh và các đường ống ngầm dỗ bị lun và chuyến vị mạnh,
67
Tại công trình gang thép Bảo Sơn, Trung Quốc, năm 80 bắt đầu ứng dụng cọc trộn dirới sâu thay cho cọc bản thép làm kết cấu chống giữ thu được kết quả tốt. Nhiều nơi ở Trung Quốc hay dùng kiểu tường chắn trọng lực. Loại kết cấu chống giữ này khổng thấm nước, không phải đặt thanh chống, tạo điều kiện cho hố móng có thể đào rất thổng thoáng, vật liệu sử dụng cQng chỉ có ximăng, do đó đạt được hiệu quả kinh tế tương đối cao, được sử dụng rộng rãi trong việc quây giữ hố móng sâu từ 5 - 7m. Kinh nghiệm ở Việt Nam qua công trình ở khu công nghiệp Trà Nóc (Cần Thơ) cũng chứng tỏ ưu việt của phưang pháp này là kinh tế, thi công nhanh, không có đất thải, lượng ximăng khống chế điều chỉnh chính xác, không có độ lún thứ cấp (nếu làm nền), không gây dao động đến công trình lân cận, thích hợp với đất có độ ẩm cao (> 75%).
Ngoài chức nàng ổn định thành hố đào (mục tiêu chính trong sách này), trụ đất ximăng còn được dùng trong các trường hợp sau:
+ Giảm độ lún công trình;
+ Tăng khả năng chống trượt mái dốc;
+ Tăng cường độ chịu tải của nền đất;
+ Giảm ảnh hưởng chấn động đến công trình lân cận;
+ Tránh hiện tượng biến loăng (hoá lỏng) của đất rời;
+ Cô lập phần đất bị ô nhiễm.
3.2. NGUYÊN LÍ VÀ ĐẶC TÍNH GIA c ố XIMẢNG ĐẤT
3.2.1. Nguyên lí gia cố xim ãng đất
Quá trình phản ứng lí hoá của việc gia cố đâì bằng ximăng khác với nguyên lí đóng rắn của bêtông. Đóng rấn của bêtông chủ yếu là ximăng thực hiện tác dụng thuỷ giải và thuỷ hoá trong cốt liệu thô và cốt liệu nhỏ, do đó tốc độ đóng rắn khá nhanh. Khi dùng ximăng gia cố đất, do lượng ximăng trộn vào rất ít (chỉ chiếm 1% - 15% trọng lượng đất gia cố), phản ứng thuỷ giải và thuỷ hoá của ximăng hoàn toàn thực hiện trong môi trường có hoạt tính nhất định - sự quây kín của đất, do đó, lốc độ đóng rắn chậm và lác dụng phức lạp, cho nôn quá Irình tàng trưởng cường độ ciía ximăng gia cố ưấi cOng chậm hơn bêtông.
Nguyên lí cơ bản của việc gia cố ximăng đất là ximăng sau khi trộn với đất sẽ sinh ra một loạt phản ứng hoá học rồi dần dần đóng rắn lại, các phản ứng chủ yếu của chúng là;
(1) Phản ứng thuỷ giải và thuỷ hoá của ximăng: ximăng phổ Ihông chủ yếu do các vật oxyd là oxyd calci. oxyd siiic lần lưựt tạo thành các khoáng vật ximăng khác nhau; Silical tricalci, aluminat tricalci, silicat dicalci v.v. .. Khi dùng ximăng gia cố đất yếu, các khoáng vật trên bề mặt hạt ximăng nhanh chóng xảy ra phản ứng thuỷ giải và thuỷ
68
hoá với lurcTc trons đất ycu tạo thànli các hoá hợp chấi như hydroxyd calci, silicai calci ngậm nước, aluminal calci ngậm Iiưức v.v... theo công thức sau:
Ximăns + Niróc = CSH-gcl + Hydroxil calci
(2) Tác dụng của hạt đất SCI V(TÌ các châì tluiỷ hoá của ximăng; Sau khi các chất ihiiỷ hoá ciia ximang được tạo thàiili. lự ihân nó trực tiếp đóng rắn, hình thành bộ khung xưữniz đá xiinăní:; tiếp đến phán ứng với các hạl đất sét có một hoạt tính nhất định ở xung quanh.
(3) Tác dụim cacbonai hoá: Hyclruxyd calci irôi Iiổi trong chốt íhuỷ hoá ximăng có tliể hấp thụ cacbonic ironu nước và Iroiiỉỉ khôna khí sinh ra phản ứng cacbonat hoá tạo iliành cacbonal calci không taii irong nước.
Quá. triiih phản irim gia cố xiiiKlim đâì như hinh 3.1.
H in li 3.1: Phãr, linịí hoã học cùa xiiìiíìnịỉ và đất
Từ nsuvên li ximãnii cia cố dâì có ihê thấy, do tác dụng cái gọt và nhào trộn của máy. nên thực tế không ihế nào tiiinh khỏi đàì còn SÓI lại một ít cục chưa bị đập vỡ. khi trộn vào vứi ximãnẹ sẽ có hiộn lượng ximăng bao lấy cục đấl, khe rổng to giữa các t-ục dấl ticn cư biin được lấp kin bằng các hạt ximăng. Cho nỗn. trong đất ximăng sau khi cia cô hinli thành tinh huống là hên irong các cục đâì lớn nhỏ khác nhau thi không có ximiìna nià ở XLiiiíi quanh ihi xiiiiăns lại khá nhiều. Chỉ cỏ qua một thời gian tương tlối dài. các hạl đất ở trong cục đài, dưới lííc dụng thẩm thấu của các châì thuỷ giải của
69
ximăng mới dần dần cải biến được tính chất của nó. Do đó, trong ximăng đất không thể tránh được là sẽ có những vùng đá ximăng có cường độ khá cao và tính ổn định nước khá tốt và những vùng đất cục cỏ cường độ thấp hơn. Hai loại này xen kỗ nhau trong không gian, hình Ihành một dạng kết cấu ximăng đất đặc biệt. Có ihể nói một cách định tính là, việc trộn cưỡng bức giữa ximăng và đất càng kĩ thì đất bị đập vỡ càng nhỏ, ximăng phân bố vào trong đất càng đẻu, thì tính li tán về cường độ kếl cấu ximăng đất càng nhỏ, cường độ tổng thể trên phạm vi rộng răi sẽ càng cao. Với công nghệ l.imix Hercules nói trên đây, nhờ kiểm soát tự động hoàn toàn bằng máy tính nên lưu giữ toàn bộ các thông số cho từng cọc và cho phép đảm bảo chất lượng của cọc dất ximăng.
3.2.2. Đặc tính của xim ăng đất
Trong ximăng đất thường dùng ximăng silicai phổ ihông mác 425 hoặc ximrmg xỉ quặng. Tỉ lệ nước ximăng trong vữa ximăng có thế’ lựa chọn từ 0,4 - 0,5. Lượng xiniăng trộn vào là 7% - 15% trọng lượng đất gia cố hoặc lượng ximăng lừ 180 - 250 kg/m’ đất gia cố.
Theo kết quả thí nghiệm đất ximăng ở trong phòng; dung irọng của ximăng đâì hơi lớn hơn đâì mềm, ước lớn hơn đất mềm 0,7% - 2,3%, hàm lượng nước nhỏ hơn đất mềm. Cường độ chịu nén không hạn chế nở hông q„ Ihường là 0,5 - 4MPa, cường độ chịu kéo ơ| = 0,15 - 0,25q„, lực díiili kếl c = 0,2 - 0,3qu, góc nia sái Im ng (p = 20" - 30“, môđun biến dạng E50 = 120 - 150q„ (E50 là môđun biến dạng khi ứng suất của ximăng đất đạt đến 50% trị phá huỷ), hệ số thẩm thấu k = 10 ’ - 10'^’ cin/s.
Cường độ không hạn chế nở hông của ximăng đất lớn hơn mấy chục lần cho đến hàng trăm lần đất mềm tự nhiên. Đặc tính ứng suất - biến dạng như hình 3.2, đặc tririig biến dạng của nó tuỳ thuộc theo sự khác nhau về cường độ và ihường ở vào khoảng giữa của vặt ihế’ dòn và vật thể đàn hồi dẻo.
Giai đoạn bắt đầu khi ximăng đâì
chịu lực, quan hệ giữa ứng suất và biến
dạng về cơ bản là phù hợp với định
luật Húc, khi ngoại lực đạt đến 70% -
80% cường độ giới hạn, quan hệ ứng I
suất và biến dạng của mẫu thử không
còn tiếp tục duy trì quan hệ đường
thẳng nữa. Khi ngoại lực đạt đến
cường độ giới hạn, loại ximăng đất có
cường độ lớn hơn 2000kPa xuất hiệii rất nhanh phá huỷ dòn, cường độ tồn
0.6 0.3 1.0 1.2 e(%'
1.6 1.8
dư sau khi phá huỷ rất nhỏ, khi dó, biến dạng trục là khoảng 0,8% - 1.2% (như mẫu ihử Aịo, A-,5 irên hình 3.2);
70
H iiih 3.2: Dường C O H Ị Ì ứng suất biến dạng của ximõiìg đất ^5 10 15 20 25/« ximỡng irộn vao so với «v\ = -5. 15, 20, 25%
loại ximăng đất có cường độ nhó hơn 2000kPa thì biêu hiện là phá huỷ dẻo (nhir mẫu thử As, A |0, A |5 trên hình 3.2).
Một số nhân tố ảnh hưởng tới phản ưng ximáng - đất và cường độ đất gia cố gồm có: loại khoáng vật tạo thành đất, nhiệt độ trong nền, chất hữu cơ, chất có gốc sulfat và sulfid, tính đồng nhất của hỗn hợp trộn, độ ẩm của đất, loại và hàm lượng chất gia cố v.v...
Dưới đây sẽ xem xiH môt số nhân tố chínli vưa nêu.
3.2.2.1. Ánh hưởng của lượng irộn ximăng
Tỉ lệ lirợnsỊ x im ă n g trộn vào là tỉ giữa truriL- tiiỢng x im ă n g irộn v à o so với trọng lượne đất yếu cần gia cố, lức;
= Ti-ọng lượng ximáng tiộ n .v ào , ^ ỊQQỌị,
Trọng lượng đất yếu cần gia cố
C ư ờ n o độ của ximíìng đất tăng lên theo tỉ số tănỉỉ lượng ximăng trộn vào (hình 3.3), irong cỏng tiình thực tế, tỉ lệ ximăng trộn vào thường chọn từ 7% - 15%, trong các trường hợp Ihông ihirờng thì không nên nhỏ hơn 12%.
H ình 3.3: Quan hệ
giữa lượng trộn
xiniăng với cường độ
của ximũng đất
a«(%)
3.2.2.2. Ánh hướng cùa ngày tuổi
Cường độ của ximăng đất tăng lên theo sự tdng lên của ngày tuổi, như hình 3.4. Từ hình vẽ thấy. Ihưcrng sau khi vượt (]Liá 28 ngày tuổi, cường độ vẫn còn tăng rõ rệt, sau 3 tháng cường độ mới tăng chậm lại, do đó lấy cường độ ở 3 tháng tuổi làm cường độ tiêu chuẩn của xirnăng đất là tương đối thích hợp, cũng có trường hợp chọn ở 7, 28 và 56 ngày tuổi.
Hình 3.4: Quan hệ giữa
ngctv m ối với cường độ
cũa ximững đất
Tuổi (íhảng)
71
3.2.2.3. Ảnh hướng của các chất đốt khác nhau
Loại đất khác nhau có ảnh hưởng rất lớn đến cường độ của ximăng đất, hình 3.5 là đường cong ứng suất biến dạng của ximũng đất trong loại đất bột cát và đấl sét bùn. Hai loại ximăng đất này lượng ximăng trộn vào là 13%, đều là xirnăng silicai mác 425 phổ ihông, ngày tuổi là 28,
cường độ chịu nén có nở hông
của ximăng đất sau khi gia cố
28 ngày có chênh lệch rất rõ
rệt. lần lượt là:
- Ximăng đất với đất bột cát
q„ = 841kPa;
- Ximăng đất với đất sét bùn
q„ = 3 7 0 k p l
3.2.2.4. Ảnh hưởng của
chất hữu cơ trong đất
Hàm lượng của chất hửu cơ
trong đất ảnh hưởng đến cường
độ của xiniilng đất như hình 3.6.
Hai hình này đều là đất bùn trầm tích biển ở một nơi, I là hàm lượng chất hữu cơ 1,3% (theo trọng lượng), II là hàm lượng chất hữu cơ 10,01%. Từ hình vẽ có ihể Ihấy, cường độ ximăng đâì khi hàm lượng hữu cơ ít, cao hơn nhiều so với đất có nhiều hửu cơ. Bởi vì, chất hữu cơ làm cho đất có hàm lượng nirớc và lính dẻo khá lớn, có tính nén lớn, và tính thẩm thấu thấp, đồng thời, lại làm cho đất có tính chua, các nhân tố này đều trở ngại cho phản ứng thuỷ hoá của ximăng, do đó, loại đất yếu với hàm lượng hữu cơ cao. nếu chì gia c ố bằng ximăng thì hiệu quả tương đối thấp.
72
£(%)
H ình 3.S: Đường COIIỊỊ ứng sitcừ - hiến ctạnỊỊ cùa xiiiiâng đcíi với chất đất khác nhau
a„ {%)
Hiiili 3.6: Đirờn^ con^ quan hệ cườiìg độ xiniăiiịỉ ííất với hàm lượng cliấí lĩữii cơ
Bảng 3.1 Ihế hiện ảnh hưởng các mức độ hàm lượng chất hữu cơ irong đất bùn lấy ở nhiều vùng khãc nhau đối với cường độ chịu nén có nở hông của ximăng đất. Trong dó hàm lượna cacbon hữu cơ và a.\it /ulitic là có ảnh hưởng rổ rệt nhất. Hàm lượng cacbon hữu cư vã Iixii tulitic càns cao thì cườns độ ximăng đất càng thấp. Chất hửu cơ làin chậm quá irình phàn ứng thuỷ hoá của ximăne hoặc làm cho các chất Ihuỷ hoá giải thể. phá hiiỷ sự hình thành của kêì cấu ximăníỉ đấl, ảnh hưởng sự tăng trưởng cường độ của ximăniỉ đấl. Trong đất có hàm lượng chất hữu cơ cao, phải rất thận trọng khi dùng phirưng pháp irộn ximQng, khi thậl cần ihiết phải (ăng tỉ lệ trộn ximăng, hoặc phải dùng cac phụ gia đóne I'í1n nhanh.
Bảtiịỉ 3.1. Hàm lirợng chất hữu cơ trong đat**^
và cmViig độ chịu nén có nở hông của ximăng đất
T h ứ lự
Dộ
trung
hoà(pH)
Cacbon hữu cơ (70
Chấl
hiimic (Ỹc)
Axil
tuimic {%)
Axit
fulitic i%)
Màu sác cùa mẫu đất
Cirờng độ chịu nén MPa 7 ngày 28 ngày 90 ngày
7.40 0.73 0,544 0.81 0,105 Màu xám 1,28 2,54 3,32 4.70 .37 .078 0,166 0,126 Màu xám .03 .89 2,29 6.84 1.58 .280 0.100 0,200Màu xám
đ âm 0,42 1,16 1,52
7.13 1.11 0,830 0,090 0,190Màu xám
đậm 0,51 0,84 1.12
8.37 2,93 2.590 0 .15 0,189Màu xám
đen 0,50 0,80 0.94
(J) Hòm liiợniỉ clìííl liữii ( ^i—ị
,------^ 2500
a)
b)
c Ỳ 11
K 1
•
8 §
1OJ§
1
i ' - Õ- -
- c ' 500 500 500 soo 500 *--ệ— f—í
2500 2500
c) d)
t ó m r a o i a E n H ™
PỊ
í g ^ ^ ^ S S e | Ị l » B S « i 3
M i i i ĩ a a r
H iiỉỉĩ 3.9: M ây kiểu ỉììậí hâtìg kếĩ cấu íinỵnii chắn ximãiì^ đấỉ theo kiểu tường ô CÍÍCỈÌ 75
3) Tải trọng mà kết cấu chống giữ phải chịu và độ lớn của tải irụng;
4) Tình hinh xung quanh hố móng như công trình xây dựng, đường sá giao thông, hệ thống ống ngầm.
Kêì cấu chắn giử bằng cọc irộn dưới sâu chính là các cọc trộn chồng tiếp với nhau, hình thức bố trí mặt bằng có ihể có dạns bức lường, như hình 3.8.
Nếu tường chắn có dạng bức tường mà không đủ về bề rộng thì có thể tăng Ihêm bề rộng để thành kết cấu chắn giữ có dạng ô cách, tức là troim bề rộng của kết cấu chán giữ không cần trộn gia cố loàn bộ, có thể ở một khoảng cách nhất định lại gia cô ihành những tường dọc đứng song song, rồi theo tường dọc song song ấy làm Ihcm các sườn gia cố, các sườn này nối các tường dọc lại với nhau. Hình 3.9 là mặt bằng bố trí của mấy kiểu tirờng ó cách. Kết cấu tường chắn đất theo kiểu này hiện nay thường thi công bằng máy trộn hai đầu, một đầu trộn cọc có đường kính 70()mm, khoảng cách giữa hai trục trộn là SOOrnni, khoảng chồng tiếp giữa 2 cọc trộn là 20()mm.
Căn cứ vào yôii cầu sử dụng và đặc tính chịu lực, hình thức măl cắl của kết cấLi lường chán bằng cọc trộn nhir hình 3.10.
mlmlữ
rrwỴ
-ĩrm r
u
a) b) c) d) iỉhìh 3.10: M ấy kiến mặt cắt cútt kết cấn lường cluiii hdiiịi rọc trộn
3.3.2. Tính toán tường chắn ximăng đất
3.3.2.1. Phmrng thức phá hóng của tường chắn cứng tự đúng
(1) Phá hỏng do nghiêng đổ: Nhu hình 3.1 la cho thấy, do ihân lường chốn vào trong đất quá nôniỉ hoặc độ rộng tường không đủ, khi chất lải trên mẠt đất quá nhiều hoặc xe tải năng chạy bôn bờ hố đều có thể làm cho tường bị phá hỏng do nghiêng đổ.
(2) Tổng thể nền đất bị phá hỏng; Như hình 3.1 Ib cho thấy, khi độ sâu hố đào tương đối lớn. đất dirới móng lại quá yêu, đặc biệt là khi trên mặt đất lại có chãi tải quá lớn (chất đống đâì), đất nền cùng với kết cấu chống giữ cùng bị irượi. Tổng thể nền đất bị phá hỏng gây ra tiỉĩuy hại cực kì lớn, thườns là đồng ihời với việc bị sụt lở một lưtTng đất lớn trôn mặt. đáy hố mỏng irồi lên, còn có thể dẫn đến các cọc chịu lực ở hôn trong hố móne cũng bị chuyổn vị.
(3) Phá hỏng do chân lường bị trượt ra ngoài: Như hình 3.1 Ic cho thấy, klii kết cấu chắn đất chôn sâu không đủ, đâì đáy hố yếu quá hoặc do các hiện lượng cái chảy, rửa irôi làm yếu đi, có ihể dẫn đến hiện tượng phá hỏim do chân lường bị irượi ra ngoài.
76
///I///w m ĩw ĩm
a) b) c) H ình 3.1 í: Các kiểu phá hỏng cúơ mừng chdiì đất băng ximăng đđl
3.3.2.2. Tinh tường chắn bằng cọc trộn xim ăng
Căn cứ vào tình hình chất đất và độ
sâu đào hố. đầu tiên dựa vào kinh
nghiệm dể định ra độ dài của cọc và độ
rộng của Ihân tường:
F)ộ dài cọc L = (1,8 - 2.2)H;
Độ rộng tường B = (0,7 - 0,95)H.
Trong đó; H - độ sâu hố móng.
Tính tườnp chấn bàng cọc irộn
ximăng gổni các viộc tính toán chống
nghiêng lẠl. chống trưựl và tính ổn định
lổng thể...
lỉin lt 3.12: Tinh toán tường chdn
i) Kiểm ira tinh ổn định dìốug trượt ị h ình 3.12):
hằng cọc trộn xiinđng
_ Lực c hống Irượt của thân tường _ Wf.i + Ep
Lực irượicủa ihân lường E.,(3.1)
Hoặc:
(3.2)
Trong đó;
W (an (Po + CọB + E, E„
w - trọng lượng bản thân của thân tường (kN/m);
E;, - hợp lực của áp lực đất chủ động (kN7m);
Ep - hợp lực của áp lực đất bị động (kN/m);
|.i - hệ số ma sál CLÌa đáy chân tường với đất, khi không có tài liệu thí nghiệm có thể lấy theo loại đâì Iihư sau:
77
+ Đất bùn: |i = 0,20 - 0,25;
+ Đất tính sét: = 0,25 - 0,40;
+ Đất cát: )a = 0,40 - 0,50;
(Po - góc ma sát trong của lớp đất ở chỗ chân tường (“);
Co - lực dính của lớp đất ở chỗ chân tường (kPa);
Kh - hệ số an toàn ổn định chống trượt, lấy 1,3; khi có yêu cầu tương đối cao vể chống trượt thì lấy cao hơn; Khi cạnh dài hố móng nhỏ hơn 20m có thể giảm bớt Kh thích đáng.
2) Kiểm tra tính ổn định chống nghiêng lật (hình 3.12):
Wb + E,h,
Eaho(3.3)
Trong đó:
Mr
Ko =M.
Mr - mômen chống nghiêng lậi,
Mo - mômen nghiêng lật;
hp - cánh tay đt.n đối với điểm A ở chàn tường của hợp lực áp lực đất bị động; ha - cánh tay đòn đối với điểm A ở chân tường của hợp lực áp lực đất chủ độiig;
b - cánh tay đòn đối với điểm A của trọng lượng bản thân tường W; Ko - hộ sô' an loàn ổn định chống nghiông lại, có thể lấy K(, > 1,4; khi có yỏii cầu nghiêm khắc đối với chuyển vị, có thề’ nâng lên thích đáng; khi cạnh hố móng nhỏ hơn 20m có thể giảm đi thích đáng.
3) Kiểm tra tính ổn định tống thể:
Khi đáy hố có tầng đất mềm yếu, phải dùng phương pháp trượt cung tròn để kiổm tra tính ổn định tổng Ihể của tường chắn, như trình bày trên hình 3.13.
H ình 3.13: Kiểm tra
tinh ổn định tổn^ th{‘'
(qịb| + Wj)COsaj tan (Pj
K = ----------izJ------------------------------- (3.4)
n
X + w,)sina,
1=1
Trong dó:
b, - độ rộng băng đấl thứ i (m);
q, - lải (rọng mặt đất của băng đất ihứ i (kPa);
w , - irọng lượng băng đất Ihứ i, khi không có chảy Ihá.n, từ mực nước ngầm trở lên thì lính Ihco trọng lượng đấl lự nhiên, trở xuống - lấy trọng lượng đẩy nổi. Khi có tác động của dòng thấm, đối với phần đất ở giữa khoảng chênh mực nước bên irong và bên ngoài hố, khi tính mẫu số (mômen trượt), lấy trọng lượng băo hoà, khi tính tử số (rnômen chống trượt), lấy trọng lượng đẩy nổi;
ct, - góc tạo thành giữa tiếp tuyến ở điểm giữa của cung trượt với đường nằm ngang lại băng đất thứ i (“),
(p, - góc ma sát trong của đâì trên mặt trượt băng đất thứ i (“);
K - hộ sô an toàn ổn dịnh tổng thể khi tính theo phương pháp tổng ứng suất, K > 1.2.
Thường ihi cung irirợi nguy hiểm nhất là ở dưới đáy tường 0,5 - Im. Khi lớp đất dưới đáy tường râì kém, phải tăng thêm độ sâu lính toán, cho đến khi trị K tăng lên mới thôi. Khi kicni ira hệ s ố an toàn CLÌa c u n g trượt tiếp với tường, chỉ tiêu c ư ờ n g độ
c ủ a thân tường lấy tp = 0, c = ( -!---------) C|u, khi thể gia c ố x im ă n g đất c ó c ư ờ n g độ
chịu nén của niẫii nử hông q„ > IMPa, có thể không tính hệ số an toàn cung trượt liếp tường.
Cần lưu ý rằng: khi các cọc đấi ximdng bố trí khống dày lám và làm thành nhiều hàng vây xunsỉ quanh móng thì khó có ihể xem đó là tường chán Irọng lực mà nẽn xem là nền đất quanli hố ni(3ng được gia cố bằng cọc ximăng đất. Việc tính toán ổn định trượt liic này nôn kể đến sự có mặt của cọc đất xin. ìng bằng cách quy đổi thành các chỉ tiêu lương đương đối với nén gia cố.
Cường độ chốna căl C,J (dùng irong tính loán ổn định) của khô'i đất gia cố C,J được lính theo cốns: thức;
C,J = c,„{ 1 - A,) + Cg,A, (3-4a)
Mỏđun biến dụng của khối đấ( cố E| (dùnsỊ irong tính toán độ lún nền đất quanh hố món^) được xác dinh theo cône thức:
E„ = E,,,(1 V) + E„,Ae (3.4b)
Trong đó:
C|„ - sức chống cắi của đâì lự nhièii (hoặc chưa gia cố);
E|„ - niôđiin biến dạng của đất tự nhièn (hoặc chưa gia cốv,
79
Ac - tỉ lệ chiếm chỗ của trụ đất ximãng (trong diện tích gia cố);
Cgc - sức chống cắt của trụ đất ximăng;
Egc - môđun biến dạng của trụ đất ximăng.
4) Kiểm tra ứng suất íhân tườiìg:
Dưới lác động của áp lực đất theo chiều ngang, thân tường sinh ra mômen, tường chịu nén lệch tâm, phải kiểm tra ứng suất dương và ứng suất cắt của thân tường.
ứng suất dương:
w.
^max
min
^max —
) (3.5)
lơminl < — (khi ơ„in < 0)
9
Trong đó:
M
e, - khoảng lệch tâm tị của tải trọng tác động trên mặt cắt kiểm tra Cị = — (m); w,
M, - mômen uốn của hợp lực áp lực đất bên trên mặt cắt kiểm tra sinh rai trên mặt cắt ấy (kN/m);
B| - bề rộng của mặt cắt kiểm tra (m);
W| - trọng lượng bản thân của thân tường bên trên mặl cẩt kiểm tra (kN/rm); qu - trị thiết kế cường độ chịu nén của ximăng đất (kPa), có th ể lấy
qL - trị thiết kế cường độ chịu kéo của ximăng đất (kPa), có thể lấy qL = 0, ISq^; fcui; - trị bình quân cường độ chịu nén giới hạn một trục của mẫu thử ximănig đất trong phòng có tỉ lệ trộn ỊÌống như ximăng đất thân cọc (khối lập phươiiig có cạnh dài 70,7mm), trong điều kiện dưỡng hộ tiêu chuẩn ở 90 ngày tuổi ( kPa). íf Cũng có thể lấy cường độ chịu nén ở 7 ngày tuổi f(-u7 để suy ra(0.3 ứng suất cắt:
Trong đó:
Ea, - áp lực đấi chủ động bên trên mặt cắt kiểm tra (kN/m);
fi) - hệ số chống cắt đứt của vật liệu thân tường, lấy bằng 0,4 - 0,5; qj - trị thiết kế cường độ chịu cắt của ximăng đất (kPa), có thể lấy = qu/3.
80
5) Kicni Ịnt khá mìỊìỊi chịit lực cúa nén íĩấí dưới cláv Íỉíờn^ chắn: ^riiax
(3.7)
tuìn B CTnm í
ữ ^
a„,,^ • ap lực lơii Iiliál (V inép của đáy nióiiíì (kPa),
rr - ap lực nhi) nluìl ớ inõp cỉia đáy mỏniỉ (kPa);
0 • khoáng lệch lãm Iiêii mặl đáy Iiiónt: lường trọng lực (m);
1 khá nàii'j (.liỊii lia' ciiii nền đất ciưứi đáy lường chán sau khi điều chỉnh iheo đô s;'m (Iin h lir độ sâu dào hỗ m ó im );
\ \ ’ iiọiiiỊ linmi: bán ihãn của iườiiiỉ (kN/ni);
ỉí hc rôn>: ilian Iirirní (m).
6 1 Tiiili t liihiỊỉ lliiìni
1 inli ciiôni: iliàni co tliò ap ciụii” plurưng Ịihiip ciia R. N. Davidciik và o . L. Pranke, hiiili Iiiili iDiin ntiu' hiiih 14. khi chảy ihiìm là pliániĩ. lưu lirợim dòng thấm của bẻ rộiì^^ b;ìiì;j (.lơn \ 1 . lii
q : Kh
i'onu lío,
Ị | - cãii cir Sị/1'ị \:i l\/h = 0 đc ira ra lừ hình 3.15; • càn cir vao S>/'1 '2 và 'I'Vh dc Ira ra;
K hô sô ihãni ciia đãí.
ĩỉ-=6.0
// /
/ 7 / <
(3.8)
3.0
2.5
2.0
/ // ế
1.5 1.0
T.
ỉ/ 1 >ố
•=0
ư)
ếỂ í A
VMìMĩmỷm/
Hiỉih 3 .N : ỉiinh vớ Jc Iittlì clìôtỉỊi ỉhàiỉĩ
0 0,1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 ẼlịK) T, Ĩ2
Hình 3. ĩ 5: Đườnịỉ C O Ỉ Ì Ị Ỉ
tính toán chấnỊỉ ihấm
81