báo cáo khảo sát địa chất công trình

BÁO CÁO KHẢO SÁT ĐỊA CHẤT
CÔNG TRÌNH
1
1. Cấu trúc địa chất khu vực xây dựng.
Mô tả sơ bộ cấu tạo địa chất khu vực:
Tại lỗ khoan BH1, khoan xuống cao độ là - 34m, gặp 3 lớp đất như sau:
 Lớp 1:
Lớp 1 là lớp bùn sét, có màu xám, xám đen, lẫn hữu cơ. Chiều dày của lớp xác định
được ở BH1 là 11.30 m, cao độ mặt lớp là 0.00m, cao độ đáy là -11.30 m. Lớp đất có độ
ẩm W = 59.1%, độ bão hòa S
r
= 98.4%. Lớp đất ở trạng thái chảy, có độ sệt I
L
= 1.14
 Lớp 2:
Lớp 2 là lớp sét màu xám vàng, trạng thái dẻo cứng, phân bố dưới lớp 1. Chiều dày
của lớp là 15.20m, cao độ mặt lớp là -11.30m, cao độ đáy là -26.70m. Lớp đất có độ ẩm
W = 29.7%, độ bão hòa S
r
= 98.8%. Lớp đất ở trạng thái chảy, có độ sệt I
L
= 0.33
 Lớp 3:
Lớp thứ 3 gặp ở BH1 là lớp sét, màu xám vàng, xám xanh, nâu đỏ loang lổ, trạng
thái nửa cứng, phân bố dưới lớp 2. Chiều dày của lớp là 7.3 m, cao độ mặt lớp là -26.7 m,
cao độ đáy lớp là -34.00. Lớp đất có độ ẩm W = 21.5%, độ bão hòa S
r
= 97.2%. Lớp đất
ở trạng thái chảy, có độ sệt I
L
= 0.14

2. Nhận xét và kiến nghị
Theo tài liệu khảo sát địa chất công trình, phạm vi nghiên cứu và qui mô công trình
dự kiến xây dựng, em xin có một số nhận xét và kiến nghị sau:
• Nhận xét:
+ Điều kiện địa chất công trình trong phạm vi khảo sát nhìn chung là khá phức tạp,
có nhiều lớp đất phân bố và thay đổi khá phức tạp.
+ Lớp đất số 1 là lớp đất yếu do chỉ số xuyên tiêu chuẩn và sức chịu tải nhỏ, lớp 2, 3
có trị số SPT và sức chịu tải khá cao. (Lớp 2: I
L
= 0.33; SPT > 15; Lớp 3: I
L
= 0.14, SPT
cao)
+ Lớp đất số 1 dễ bị lún sụt khi xây dựng trụ cầu tại đây.
• Kiến nghị
+ Với các đặc điểm địa chất công trình tại đây, nên sử dụng giải pháp móng cọc ma
sát bằng BTCT cho công trình cầu và lấy lớp đất số 3 làm tầng tựa cọc.
+ Nên để cho cọc ngập sâu vào lớp đất số 3 để tận dụng khả năng chịu ma sát của
cọc.
2
PHẦN II
THIẾT KẾ KĨ THUẬT
1. Lựa chọn kích thước công trình và bố trí cọc trong móng
3
1.1. Lựa chọn kích thước và cao độ bệ móng, mũi cọc.
1.1.1. Cao độ đỉnh trụ (CĐĐT).
Vị trí xây dựng trụ cầu ở xa bờ và phải đảm bảo thông thuyền và sự thay đổi mực
nước giữa MNCN và MNTN là tương đối cao. Xét cả điều kiện mỹ quan trên sông, ta
chọn các giá trị cao độ như sau:
Cao độ đỉnh trụ CĐĐT chọn như sau:

.3.0
1
max m
HMNTT
mMNCN
tt
−






+
+
Trong đó:
+ MNCN: Mực nước cao nhất, MNCN = 4,5 m
+ MNTT: Mực nước thông thuyền
+
tt
H
: Chiều cao thông thuyền,
Ở đây theo số liệu cho thì sông không thông thuyền
Ta có :
 CĐĐT = 4,5 + 1 – 0.3 = 5,2 m.
Vậy: CĐĐT = + 5,2 m
1.1.2. Cao độ đỉnh bệ (CĐĐB).
CĐĐB
≤
MNTN - 0.5m

MNTN = 2,0 m
 CĐĐB
≤
2,0 - 0,5 = 1,5 m
Vậy Chọn cao độ đỉnh bệ là: CĐĐB = + 1,5 m.
1.1.3. Cao độ đáy bệ.
Cao độ đáy bệ = CĐĐB - H
b
Trong đó: H
b
: Chiều dày bệ móng (H
b
=
mm 25.1
÷
). Chọn H
b
= 2 m.
 Cao độ đáy bệ = 1,5 - 2.0 = - 0.5 m.
Vậy chọn các thông số thiết kế như sau:
4
Hình 2: Tổng hợp các thông số thiết kế
Cao độ đỉnh trụ: CĐĐT = + 5,2 m
Cao độ đỉnh bệ: CĐĐB = + 1,5 m
Cao độ đáy bệ là: CĐĐAB = - 0,5 m
Bề dầy bệ móng: H
b
= 2 m.
Chiều dày mũ trụ: CDMT = 0,8 + 0,6 = 1,4 m
1.1.4. Chọn kích thước và cao độ mũi cọc.

 Chọn cọc bê tông cốt thép đúc sẵn, cọc có kích thước là 0.45x0.45m; được đóng
vào lớp số 3 là lớp sét ở trạng thái nửa cứng. Ngoài ra mũi cọc được đặt vào trong lớp đất
chịu lực tối thiểu là 5d.
Vậy, chọn cao độ mũi cọc là – 30.50m
Như vậy cọc được đóng vào trong lớp đất 3 có chiều sâu là 3.30m
 Chiều dài của cọc (L
c
) được xác định như sau:
L
c
= CĐĐB - H
b
- CĐMC
L
c
= 1.5 - 2.0 - (- 30.50) = 30 m.
Trong đó:
CĐĐB = 1.5 m: Cao độ đỉnh bệ
H
b
= 2.0 m: Chiều dày bệ móng
CĐMC = - 30.50 m: Cao độ mũi cọc
 Kiểm tra:
7067.66
45.0
30
≤==
d
c
L

=> Thoả mãn yêu cầu về độ mảnh.
 Tổng chiều dài đúc cọc sẽ là: L
cd
= L
c
+ 1m = 30 + 1m = 31m. Cọc được tổ hợp từ
3 đốt cọc với tổng chiều dài đúc cọc là: 31 m = (2 x 10 + 11)m. Như vậy hai đốt thân cọc
chiều dài là 10m và đốt mũi có chiều dài 11m. Các đốt cọc sẽ được nối với nhau bằng
hàn trong quá trình thi công đóng cọc.
2. Lập tổ hợp tải trọng tác tại đỉnh bệ với MNTN
2.1. Tính toán thể tích trụ
5
2.1.1. Tính chiều cao thân trụ
Chiều cao thân trụ H
tr
:
H
tr
= CĐĐT - CĐĐB - CDMT.
H
tr
= 5.2 – 1.5 - 1.4 = 2.3 m.
Trong đó: Cao độ đỉnh trụ: CĐĐT = +5.2 m
Cao độ đỉnh bệ: CĐĐB = + 1.0 m
Chiều dày mũ trụ: CDMT = 0.8 + 0.6 = 1.4m.
2.1.2. Thể tích toàn phần (không kể bệ cọc).
NGANG CÇU
DäC CÇU
150

800
25150
25
450
No
Mo
Ho
170
80
2512025
230 60
V1
V2
V3
Hình 3: Phân chia tính thể tích trụ
Thể tích trụ toàn phần V
tr
:
V
tr
= V
1
+ V
2
+ V
3
= =
3.2)2.1)2.15.4(
4
2.1

(6.07.1
2
)225.05.48(
8.07.18
2
××−+
×
+××
×++
+××
π
= 10.88 + 6.63 + 11.71 = 29.22m
3
.
2.1.2. Thể tích phần trụ ngập nước (không kể bệ cọc).
Thể tích trụ toàn phần V
tn
:
V
tn
= S
tr
x (MNTN - CĐĐB)
=
3
55.2)5.10.2()2.1)2.15.4(
4
2
2.1
( m

=−××−+
×
π
Trong đó: MNTN = +2.0 m: Mực nước thấp nhất.
CĐĐB = +1.5m: Cao độ đỉnh bệ.
6
S
tr
: Diện tích mặt cắt ngang thân trụ, m
2
.
2.2. Lập các tổ hợp tải trọng thiết kế với MNTN
Tiến hành Tính các tải trọng: thẳng đứng. lực ngang và mômen đối với mặt cắt đỉnh
bệ ứng với mặt cắt tự nhiên. Đề bài đã cho ta Tải trọng ở TTGHSD ta phải tiếp tục tính ở
TTGHCĐ
Bảng 1: Tổ hợp tải trọng thiết kế với MNTN
Tải trọng Đơn vị TTSD
o
t
N
- Tĩnh tải thẳng đứng kN 6000
o
h
N
- Hoạt tải thẳng đứng kN 3200
h
H
- Hoạt tải nằm ngang kN 130
o
M

- Hoạt tải mômen kN.m 1100
Hệ số tải trọng: Hoạt tải: n = 1,75
Tĩnh tải: n = 1,25
γ
bt
= 24,50 (kN/m
3
): Trọng lượng riêng của bê tông.
γ
n
= 9,81 (kN/m
3
): Trọng lượng riêng của nước
2.2.1. Tổ hợp tải trọng theo phương dọc ở TTGHSD.
 Tải trọng thẳng đứng tiêu chuẩn dọc cầu: N
tt
tnntrbt
o
t
o
h
tc
VVNNN ×−×++=
γγ
)(
=
tc
N
3200 + (6000 + 24.50 x 29.22) – 9.81 x 2.55 = 9890.87 kN
 Tải trọng ngang tiêu chuẩn dọc cầu:

H
tc
= H
o
= 130 kN
 Mômen tiêu chuẩn dọc cầu:
×+=
o
h
otc
HMM
(CĐĐT – CĐĐB)
)
5.12.5(1301100
−×+
=
tc
M
=1581 kN.m
2.2.2. Tổ hợp tải trọng theo phương dọc cầu ở TTGHCĐ.
 Tải trọng thẳng đứng tính toán dọc cầu
tn
V
n
tr
V
bt
o
t
N

o
h
N
tt
N ×−×+×+×=
γγ
)(25,175,1
55,281.9)22,2950,246000(25,1320075,1
×−×+×+×=
tt
N
7
=
tt
N
13969,85 kN
 Tải trọng ngang tính toán dọc cầu:
H
tt
= 1.75x
o
h
H

= 1.75x130 =227,5 kN.
 Mômen tính toán dọc cầu:
××+×=
o
h
ott

HMM 75.175.1
(CĐĐT – CĐĐB)
)5.12,5(13075.1110075.1
−××+×=
tt
M
=2766,75 kN.m
Bảng 2: Tổng hợp tải trọng tác dụng theo phương dọc cầu với MNTN
Tải trọng Đơn vị TTGHSD TTGHCĐ
Tải trọng thẳng đứng kN 9890,87 13969,85
Tải trọng ngang kN 130 227,5
Mômen kN.m 1581 2766,75
8
3. Xác định sức kháng nén dọc trục của cọc đơn
3.1. Sức kháng nén dọc trục theo vật liệu.
Chọn vật liệu
+ Cọc bê tông cốt thép
+ Tiết diện của cọc hình vuông: 0.45m x 0.45m
+ Bê tông có
'
c
f
= 28MPa
+ Thép ASTM A615, có
y
f
= 420 MPa
Bố trí cốt thép trong cọc
+ Cốt chủ : Chọn 8#24, bố trí xuyên suốt chiều dài cọc.
+ Cốt đai : Chọn thép ∅ 8

2@175=350
450
50
450
2@175=350
50
50
50
Hình 4. Mặt cắt ngang cọc BTCT
 Sức kháng nén dọc trục theo vật liệu P
R
Dùng cốt đai thường, ta có: P
R
= ϕxP
n
= ϕx 0.8x{0.85x
'
c
f
x(A
g
– A
st
) + f
y
xA
st
}
Trong đó:

ϕ : Hệ số sức kháng của bê tông, ϕ = 0.75
'
c
f
:
Cường độ nén quy định của bê tông ở tuổi 28 ngày (
MPa)

y
f
:
Giới hạn chảy tối thiểu quy định của thanh cốt thép (
MPa).
A
g
: Diện tích mặt cắt nguyên của cọc, A
g
= 450x450 = 202500mm
2
A
st
: Diện tích cốt thép, A
st

= 8x387=3096mm
2
Vậy: P
R
= 0.75x0.8x{0.85x28x(202500– 3096) + 420x3096}
= 3925222.78N

≈
3925.23KN.
9
3.2. Sức kháng nén dọc trục theo đất nền Q
R
Sức kháng nén dọc trục theo đất nền được xác định như sau: Q
R
=
sqspqp
QQ
ϕ+ϕ
Với:
sss
A.qQ =
;
ppp
A.qQ
=
Trong đó: Q
p
: Sức kháng mũi cọc (MPa)
q
p
: Sức kháng đơn vị mũi cọc (MPa)
Q
s
: Sức kháng thân cọc (MPa)
q
s
: Sức kháng đơn vị thân cọc (MPa)

A
p
: Diện tích mũi cọc ( mm
2
)
A
s
: Diện tích bề mặt thân cọc ( mm
2
)

qp
ϕ
: Hệ số sức kháng đối với sức kháng mũi cọc.

qs
ϕ
: Hệ số sức kháng đối với sức kháng thân cọc.
vqs
7.0
λ=ϕ
trong đất sét với
8.0
v
=λ
ta có:
56.0
qs
=ϕ
vq

7.0
λ=ϕ
trong đất sét với
8.0
v
=λ
ta có:
56.0
q
=ϕ
3.2.1. Sức kháng thân cọc Q
s
Do thân cọc ngàm trong 3 lớp đất, đều là lớp đất sét nên ta tính Q
s
phương theo
phương pháp α.
 Theo phương pháp α: Sức kháng đơn vị thân cọc q
s
như sau:
us
Sq
α=
Trong đó:
S
u
: Cường độ kháng cắt không thoát nước trung bình (Mpa), S
u
= C
uu
α : Hệ số kết dính phụ thuộc vào S

u
và tỷ số D
b
/D và hệ số dính được tra bảng theo
tiêu chuẩn thiết kế cầu 22TCN 272-05. Hình 10.7.3.3.2a-1
Ở đó D
b
là chiều sâu cọc trong lớp đất chịu lực, D: đường kính cọc
Đồng thời ta cũng tham khảo công thức xác định
α
của API như sau :
- Nếu S
u

≤
25 Kpa
0.1=α⇒
- Nếu 25 Kpa < S
u
< 75 Kpa






−
−=α⇒
KPa50
KPa25S

5.01
u
- Nếu S
u

≥
75 Kpa
5.0=α⇒
 Lớp 1:
Ta có: S
u
= 15.7 kN/m
2
= 15.7 kPa = 0.0157 MPa.
Tham khảo công thức xác định
α
của API
S
u
= 15.7 kN/m
2

≤
25 Kpa
0.1=α⇒
 Lớp 2:
Ta có: S
u
= 34.7 kN/m
2

= 34.7 kPa = 0.0347MPa.
Sử dụng công thức của API với S
u
= 34,7 kPa ta có:
10







−
−=α⇒
KPa50
KPa25S
5.01
u

α
=
=






−
−

50
257.34
5.01
0.903
 Lớp 3:
Ta có: S
u
= 48.9 kN/m
2
= 48.9 kPa = 0.0489 MPa.
Sử dụng công thức của API với S
u
= 48.9 kPa ta có :






−
−=α⇒
KPa50
KPa25S
5.01
u

α
=
=







−
−
50
259.48
5.01
0.761
Bảng 3: Sức kháng thân cọc Q
s
ở các lớp đất
Tên lớp
Độ sâu
lớp đất
(m)
Chiều dày
lớp đất Sau
xói: L (mm)
Cường độ
kháng cắt:
S
u
(N/mm
2
)
Hệ số
kết dính

α
q
S
(N/mm
2
)
Q
s
=q
s
.4.450.L
(N)
Lớp 1
11.3 9100
0.0157
1.00
0.0157 257166
Lớp 2
26.70 15400
0.0347
0.903 0.0313 867636
Lớp 3
34 33000
0.0489
0.761 0.0372 220968
Sức kháng thân cọc như sau:
Q
S
= 257166 + 867636 + 220968 = 1345770 N
3.2.2. Sức kháng mũi cọc Q

p
Sức khángđơn vị mũi cọc trong đất sét bão hòa q
p
xác định như sau: q
p
= 9.S
u
Trong đó: S
u
: Cường độ kháng cắt không thoát nước trung bình (Mpa), S
u
= C
uu
Mũi cọc đặt tại lớp 3 có: S
u
= 48.9 kN/m
2
= 0.0489 Mpa
=> Q
p
= A
p
q
p
= 450
2
x 9 x 0,0489 = 89120.25 N
Vậy Sức kháng nén dọc trục theo đất nền:
Q
R

=
sqspqp
QQ
ϕ+ϕ
= 0.56 (1345770 + 89120.25) = 803538.65 N = 803.54 kN
3.3. Sức kháng dọc trục của cọc đơn :

)QPmin(P
R,Rtt
=
=min( 3925.23 ; 803.54) = 803.54 kN.
4. Xác định số lượng cọc và bố trí cọc1
4.1. Xác định số lượng cọc

tt
P
N
n
=
Trong đó: N: Tải trọng thẳng đứng ở TTGHCĐ (kN), N = 13969.85 kN
P
tt
: Sức kháng dọc trục của cọc đơn (kN), P
tt
= 803.54 kN
11
Thay số:
38.17
803.54
85.13969

==n
. Chọn n = 28 cọc.
4.2. Bố trí cọc trong móng
4.2.1.Bố trí cọc trên mặt bằng
Tiêu chuẩn 22TCN 272 – 05 quy định:
 Khoảng cách từ mặt bên của bất kì cọc nào tới mép gần nhất của móng phải
lớn hơn 225mm.
 Khoảng cách tim đến tim các cọc không được nhỏ hơn 750mm hoặc 2.5 lần đường
kính hay bề rộng cọc, chọn giá trị nào lớn hơn.
Với n = 28 cọc được bố trí theo dạng lưới ô vuông trên mặt bằng và được bố trí
thẳng đứng trên mặt đứng, với các thông số :
+ Số hàng cọc theo phương dọc cầu là 4. Khoảng cách tìm các hàng cọc theo
phương dọc cầu là 1200 mm.
+ Số hàng cọc theo phương ngang cầu là 7. Khoảng cách tim các hàng cọc theo
phương ngang cầu là 1200 mm.
+ Khoảng cách từ tim cọc ngoài cùng đến mép bệ theo cả hai phương dọc cầu và
ngang cầu là 500 mm.
5@120=600
50
3@120=360
50
460
50
720
50
Hình 5. Mặt bằng cọc
4.2.2. Tính thể tích bệ.
Với 28 cọc bố trí như hình vẽ, ta có các kích bệ là: 4600mm x 8200mm. Trong đó :
a = (4600 - 1200) : 2 = 1700 mm.
12

b = (8200 - 4500) : 2 =1850 mm.
Chiều dày bệ: 2000 mm
Thể tích bệ là: V
b
= 8200 x 4600 x 2000 = 75.44x10
9
mm
3
= 75.44 m
3
.
4.3. Tổ hợp tải trọng tác dụng lên đáy bệ
+1.00(C§§B)
+4.50(MNCN)
+2.00(MNTN)
doc tru cau
Ngang tru cau
8060
25
25
120
170
+5.20(C§§T)
-1.00(C§§AB)
0.00
a=170
a=170
200
8060
520

25
150450
25
150
800
200
700
460
M
N
H
M
N
H
x
y
x
y
N
H
x
y
M
N
H
y
x
?
?
?

?
?
?
b=125 b=125
M
M
N
H
x
y
M
N
H
y
x
Hình 6. Tổ hợp tải trọng tác dụng lên đáy bệ
4.3.1. Trạng thái giới hạn sử dụng
 Tải trọng thẳng đứng:

bnbt
SD
1
SD
2
xV)(NN
γ−γ+=
= 9890.87+ (24.5 - 9.81) x 75.44 = 10999.08 kN.
 Tải trọng ngang:

==

SD
1
SD
2
HH
130 kN.
 Mômen

b
SD
1
SD
1
SD
2
xHHMM
+=
= 1581 + 130x2 = 1841 kN.m
4.3.2. Trạng thái giới hạn cường độ
 Tải trọng thẳng đứng:

bnbt
§C
1
§C
2
xV)x25.1(NN
γ−γ+=
= 13969.85+ (1.25x24.5 - 9.81) x 75.44 = 15540.13 kN
 Tải trọng ngang:

==
CĐCĐ
HH
12
227,5 kN.
 Mômen

b
§C
1
§C
1
§C
2
xHHMM
+=
= 2766.75 + 227.5 x 2 = 3221.75 kN.m
Bảng 4: Tổ hợp tải trọng tác dụng lên đáy bệ
13
Tải trọng Đơn vị TTGHSD TTGHCĐ
Tải trọng thẳng đứng kN 10999.08 15540.13
Tải trọng ngang kN 130 227.5
Mômen kN.m 1841 3221.75
14
5. Kiểm toán theo trạng thái giới hạn cường độ I
5.1. Kiểm toán sức kháng dọc trục cọc đơn
5.1.1. Tính nội lực tác dụng lên đầu cọc
Tính theo chương trình FB-Pier
Khai báo các thông số, chạy chương trình, được kết quả như sau:

**********************************************
***** Final Maximums for all load cases *****
**********************************************
Result Type Value Load Comb. Pile
*** Maximum pile forces ***
Max shear in 2 direction -0.5361E-01 KN 1 0 14
Max shear in 3 direction -0.6795E+01 KN 1 0 28
Max moment about 2 axis -0.4549E+01 KN-M 1 0 6
Max moment about 3 axis 0.5631E-01 KN-M 1 0 14
Max axial force -0.6493E+03 KN 1 0 3
Max torsional force 0.0000E+00 KN-M 0 0 0
Max demand/capacity ratio 0.2528E+00 1 0 3
Do đó: N
max
= 649.3 KN, vậy lấy giá trị là N
max
= 649.3 KN để kiểm toán.
5.1.2. Kiểm toán sức kháng dọc trục cọc đơn
Công thức kiểm toán sức kháng dọc trục cọc đơn:
N
max
+ ∆N
≤
P
tt
Trong đó:
P
tt
: Sức kháng tính toán chịu nén của cọc đơn
N

max
: Nội lực tác dụng lớn nhất lên một cọc, N
max
= 649.3KN
∆N: Trọng lượng bản thân cọc
Ta có: ∆N = 0.45 x 0.45 x 29 x 24.5= 143.88 KN
Kiểm toán:
N
max
+ ∆N = 649.3 + 143.88 = 793.18 kN

≤
P
tt
= 803,54 kN => Đạt
5.2. Kiểm toán sức kháng dọc trục của nhóm cọc
Công thức kiểm toán sức kháng dọc trục của nhóm cọc:
ggRc
QQV
ϕ=≤
Trong đó :
V
C
: Tổng lực gây nén nhóm cọc đã nhân hệ số. V
C
= 15540,13 (kN)
Q
R
: Sức kháng đỡ dọc trục tính toán của nhóm cọc
:

g
ϕ
Các hệ số sức kháng đỡ của nhóm cọc. Ta có:
65.0
g
=ϕ
Q
g
: Sức kháng đỡ dọc trục danh định của nhóm cọc, được xác định như sau
Với đất dính
Q
g
= min{
η

xTổng sức kháng dọc trục của các cọc đơn; sức kháng trụ tương đương}
15
= min{Q
g1
; Q
g2
}
Ta có: Cao độ mặt đất sau xói là: - 2,2 m
Cao độ đáy bệ là : - 0.5 m
Do vậy sau khi xói lở, đáy bệ không tiếp xúc chặt chẽ với đất, đất trên bề mặt là
mềm yếu, khi đó khả năng chịu tải riêng rẽ của từng cọc phải được nhân với hệ số hữu
hiệu, lấy như sau:
η
= 0.65 với khoảng cách tim đến tim bằng 2.5 lần đường kính
η

= 1.00 với khoảng cách tim đến tim bằng 6 lần đường kính
Mà khoảng cách tim đến tim bằng
67.2
450
1200
=
lần đường kính cọc do đó ta nội
suy h :
( ) ( )
653.065.01
45.05.245.06
45.05.22.1
65.065.01
d5.2d6
d5.22.1
65.0
=−
×−×
×−
+=−
−
−
+=η
 Xác định Q
g1
Như đã xác định ở trên, sức kháng thân cọc danh định:
Q
s
= 1345.77 N
Sức kháng mũi cọc danh định:

Q
p
= 89.12 kN
Vậy, tổng sức kháng tính toán dọc trục của nhóm cọc trong đất sét:
Q
g1
= n x (Q
s
+ Q
p
) x
η
= 28 x (1345,77 + 89.12) x 0.653 = 26235.53 kN
 Xác định Q
g2
Sức kháng đỡ của phá hoại khối được xác theo công thức:
Q
g2
=
( )
uC
u
SXYNSZY2X2
++
Hình 8. Quy đổi kích thước nhóm cọc
Trong đó :
X : Chiều rộng của nhóm cọc X = 3.1200 + 450 = 4050 mm = 4.05 m
Y : Chiều dài của nhóm cọc Y = 6.1200 + 450 = 7650 mm = 7.65 m
N
C

: Hệ số phụ thuộc tỷ số Z/X
16
Z : Chiều sâu của khối đất dưới bệ cọc, Z = (-2.2) – (- 30.5) = 28.3m
Ta có:
5.299.6
05.4
3.28
>==
X
Z
Do đó:
29.8)
65.7
05.42.0
1(5.7)
2,0
1.(5.7
=
×
+=+=
Y
X
N
C
u
S
: Cường độ chịu cắt không thoát nước trung bình dọc theo chiều sâu của cọc

MPaS
U

0302.0
3.34.151.9
3.30489.04.150347.01.90157.0
=
++
×+×+×
=
S
u
: Cường độ chịu cắt không thoát nước tại đáy móng(Mpa). S
u
= 0.0489 Mpa
=> Q
g2
= (2x4050+2x7650)x27800x0.0302 + 4050x7650x8.29x0.0489
= 32205420 N = 32205.42 kN
Vậy, Q
g
= min{Q
g1
; Q
g2
} = min {26918.54; 32205.42} kN = 26918.54 kN
Sức kháng dọc trục của nhóm cọc:
Q
R
=
kNQ
gg
05.1749754.2691865.0.

=×=
ϕ
=> Q
R
=17497.05 > V
C
= 15540.13 (kN)
=> Đạt
17
6. Kiểm toán móng theo TTGHSD
6.1. Xác định độ lún ổn định
6.1.1. Xác định ứng suất có hiệu do trọng lượng bản thân các lớp đất theo chiều sâu,
tính đến trọng tâm của lớp đất tính lún.
Với mục đích tính toán độ lún của nhóm cọc, tải trọng được giả định tác động lên
móng tương đương đặt tại 2/3 độ sâu chôn cọc vào lớp đất chịu lực (2D
b
/3) .Tải trọng
phân bố theo đường 2:1 theo móng tương đương như hình vẽ.
Hình 9. Mô hình quy đổi sang móng tương đương
D
b
là tính từ lớp đất chịu lực, theo tài liệu khảo sát địa chất lớp 1 là lớp xấu, chỉ có lớp
2, 3 là lớp tốt, lớp chịu lực
Độ sâu bắt đầu từ lớp 2 (lớp chị lực) (tức là từ lớp tốt) là: - 11.3 m
Như vậy ở đây D
b
= - 11.3 – (-30.5) = 19.2 m

⇒
2D

b
/3 = 12.8 m.
Như vậy móng tương đương nằm trong lớp 2, cách đáy lớp 2 là:
(15.40 - 12,8) = 2.6 m
Lớp đất tính lún ở bên dưới móng tương đương, có chiều dày như hình vẽ.
18
Hình 10. Phân chia các lớp tính lún
Ứng suất có hiệu do trọng lượng bản thân các lớp đất theo chiều sâu được xác định
như sau:
'
o
σ
=
uz
σ−σ
Trong đó :
z
σ
: Ứng suất tổng

u
σ
: Áp lực nước lỗ rỗng ứng với MNTN = 2.0 m
h
w
: là độ sâu so với MNTN. h
w
= Z
i
+ 2.0

Bảng 5: Ứng suất có hiệu các điểm do trọng lượng bản thân
19
Điểm
Trọng
lượng thể
tích
i
γ
Độ sâu
Zi
(m)
i
Z
∆
=
Z
i+1
-Z
i
(m)
Ứng suất (KN/m
2
)
Ứng suất tổng
Áp lực nước
lỗ rỗng
Ứng suất có
hiệu
z
σ∆

z
σ
)2.(
.
+=
=
in
wnu
Z
h
γ
γσ
'
o
σ
=
uz
σ−σ
A 16.3 0 0 0
19.62 19.62 0
B 16.3 11.30 11.3
184.19 203.81 130.473 73.337
C 18.8 24.10 12.80
240.64 444.45 256.041 188.409
D 18.8 25.40 1.30
24.44 468.89 268.794 200.096
E 18.8 26.70 1.30
24.44 493.33 281.547 211.783
E1 19.3 27.7 1 19.3 512.63 291.357 221.273
E2 19.3 28.7 1 19.3 531.93 301.167 230.763

E3 19.3 29.7 1 19.3 551.23 310.977 240.253
F 19.3 30.35 0.65 12.545 563.775 317.3535 246.4215
E4 19.3 30.7 0.35 6.755 570.53 320.787 249.743
E5 19.3 31.7 1 19.3 589.83 330.597 259.233
E6 19.3 32.7 1 19.3 609.13 340.407 268.723
E7 19.3 33.7 1 19.3 628.43 350.217 278213
E8 19.3 34.7 1 19.3 647.73 360.027 287.703
E9 19.3 35.7 1 19.3 667.03 369.837 297.193
E10 19.3 36.7 1 19.3 686.33 379.647 306.683
Vậy, ứng suất có hiệu tại giữa các lớp đất tính lún là:
Lớp đất thứ 1:
'
1o
σ
= 200.096 kN/m
2
Lớp đất thứ 2:
'
2o
σ
= 246.4215 kN/m
2
6.1.2. Xác định ứng suất gia tăng do tải trọng ở trạng thái giới hạn sử dụng gây ra
Độ tăng ứng suất có hiệu tại giữa lớp đất do tải trọng ở trạng thái sử dụng gây ra
được xác định theo công thức sau :

F
V
=∆
'

σ

) 2).( 2(.
αα
tgzLtgzBBAF
igigtđtđ
++==
Ta có :

2
1
=
α
tg
=>
)zL)(zB(
V
igig
'
++
=σ∆
20
Hình 11. Minh họa quy đổi vùng diện tích điểm tính ứng suất có hiệu
Trong đó :

'
σ∆
: Độ tăng ứng suất có hiệu tại giữa lớp đất do tải trọng ngoài gây ra
V: Tải trọng thẳng đứng theo trạng thái giới hạn sử dụng, V = 10836.91 KN
B

g
: Chiều rộng trên mặt bằng của nhóm cọc. (=X)
L
g
: Chiều dài trên mặt bằng của nhóm cọc. (=Y)
Z
i
: Khoảng cách từ vị trí 2D
b
/3 đến trọng tâm lớp đất cần tính lún
Ta có bảng tính
'
σ∆
như sau :
21
Bảng 6: Ứng suất có hiệu các điểm do tải trọng ở TTGHSD
Điểm
tính lún
B
g
(m) L
g
(m) Z
i
(m) (Móng tương
đương)
'
σ∆
(kN/m
2

)
Tỉ lệ:
0
'/ '
σ σ
∆
C 4.05 7.65 0.00 349.78
1.86
D 4.05 7.65 1.30 226.32
1,13
E 4.05 7.65 2.60 158.99
0.75
E1 4.05 7.65 3.60 125.92
0.56
E2 4.05 7.65 4.60 102.27
0.446
E3 4.05 7.65 5.60 84.75
0.35
F 4.05 7.65 6.25 75.69
0.31
E4 4.05 7.65 6.60 71.41
0.286
E5 4.05 7.65 7.60 61.00
0.235
E6 4.05 7.65 8.60 52.72
0.196
E7 4.05 7.65 9.60 46.02
0.165
E8 4.05 7.65 10.60 40.53
0.141

E8 4.05 7,65 11.60 35.97
0.12
E9 4,05 7,65 12.60 32.14
0.105
6.1.3. Chiều sâu tính lún ( Hc )
Quy định: Chiều sâu H
c
của tầng đất chịu nén tính từ đáy móng đến độ sâu mà ở đó ứng
suất phụ thêm
'
σ∆

bằng 0.1 ứng suất do trọng lượng bản thân của đất
0
' 0,1. '
σ σ
∆ ≤
Qua bảng 5 ta thấy H
c
= Z
i
(E9) = 12.60 m
6.1.4. Xác định độ lún ổn định
- Xác định OCR hay tỉ lệ:
0
'/ '
P
σ σ

Ở đó:

'
P
σ
: Áp lực tiền cố kết ( lấy từ thí nghiệm nén cố kết ). (kN/m
2
)
'
0
σ
: Ứng suất có hiệu tại giữa lớp đất do trọng lượng bản thân đất gây ra. (kN/m
2
)
22
Bảng 7: Tính toán tỷ số cố kết OCR
Lớp đất tính lún
'
P
σ
'
0
σ
OCR=
0
'/ '
P
σ σ
Giữa lớp tính lún thứ 1(D) 227 200.096 1.134
Giữa lớp tính lún thứ 2(F) 356 246.422 1.445
Vì OCR ở cả 2 lớp tính lún đều lớn hơn 1, nên ta sử dụng công thức tính lún đối với
trường hợp đất quá cố kết ban đầu:

( )
0 0
' '
log log
1 ' '
p f
c
ci cr c
p
H
S C C
e
σ σ
σ σ
 
 
 
= +
 
 ÷
 
 ÷
+
 
 
 
 
 
Trong đó:
S

ci
: Độ lún cố kết.
H
c
: Chiều cao của lớp đất chịu nén. H
c
= 12.60 m
e
0
: Tỉ số rỗng tại ứng suất thẳng đứng hữu hiệu ban đầu
Lớp đất tính lún thứ 1 (Lớp 2): e
0
=0.903
Lớp đất tính lún thứ 2 (Lớp 3): e
0
=0.698
'
f
σ
: Ứng suất hữu hiệu thẳng đứng cuối cùng tại điểm giữa lớp đất đang xét
'
σ∆
: Ứng suất có hiệu tăng thêm tại giữa lớp đất do tải trọng ngoài gây ra
'
f
σ
=
'
0
'

σ∆+σ
Giữa lớp tính lún thứ 1:
28.42732.226096.200
'
=+=
f
σ
Giữa lớp tính lún thứ 2:
112.32269.75422.246
'
=+=
f
σ
C
c
: Chỉ số nén ép được xác định từ thí nghiệm
Lớp tính lún thứ 1: C
c
=0.31
Lớp tính lún thứ 2: C
c
=0.22
C
cr
: Chỉ số nén ép lại (chỉ số nở), được xác định từ thí nghiệm

Lớp tính lún thứ 1: C
r
=0.043
Lớp tính lún thứ 2: C

r
=0.028
23
Hình 12: Đường cong nén cố kết điển hình đối với đất nền quá cố kết-Quan hệ biến
dạng thẳng đứng với ứng suất thẳng đứng hữu hiệu EPRI (1983)
 Lớp đất thứ 1:
579.0
227
28.427
log.31.0
093.200
227
log.043.0
903.01
60.12
1
=






+







+
=
c
S
 Lớp đất thứ 2:
044.0
356
112.322
log.31.0
422.246
356
log.043.0
903.01
60.12
1
−=






+






+

=
c
S
S
c2
< 0 nên ta tính theo công thức sau:
( )
0 0
'
log
1 '
f
c
ci c
H
S C
e
σ
σ
 
 
 
=
   
 ÷
+
 
 
 
  

=>
169.0
422.246
112.322
log.22.0
903.01
60.12
1
=












+
=
c
S
Vậy độ lún của móng là : S
c
= 0.579 + 0.169 = 0.748 m = 74.8 cm
24
6.2. Kiểm toán chuyển vị ngang của đỉnh cọc

Cách 1: Kết quả từ cách tính theo móng cọc bệ cao:
• Theo phương ngang cầu:
∆
ngang
= 0.00 mm
≤
38mm
• Theo phương dọc cầu:
∆
dọc
= 0.005 m = 5 mm
≤
38mm
Cách 2: Sử dụng phần mền tính toán nền móng FB-PIER ta tính được chuyển vị
theo các phương dọc cầu (X), phương ngang cầu (Y), phương thẳng đứng (Z) tại vị trí
đầu mỗi cọc như sau :
*** Maximum pile head displacements ***
Max displacement in axial 0.1621E-01 M 1 0 3
Max displacement in x 0.2329E-05 M 1 0 8
Max displacement in y 0.2839E-01 M 1 0 14
Chuyển vị ngang lớn nhất tại đỉnh cọc là:
• Theo phương ngang cầu:
∆
x
= 0.2329.10
-5
m = 0.2329.10
-2
mm
≤

38mm
• Theo phương dọc cầu:
∆
x
= 0.2839.10
-1
m = 28.39 mm
≤
38mm
Vậy đảm bảo yêu cầu về chuyển vị ngang
25