TINH MONG THEO THÍ NGHIỆM HIỆN TRƯỜNG

Nguyn c Hnh B mụn a K thut Khoa Cụng Trỡnh - HGTVT

Chơng IV

TíNH TOáN NềN MóNG THEO KếT QUả THí NGHIệM
HIệN TRƯờNG


1 Tính toán theo kết quả thí nghiệm xuyên tĩnh (Static cone
penetration test - CPT)
Thí nghiệm xuyên tĩnh là ấn vào trong đất một đầu xuyên cùng với hệ thống
cần xuyên bằng lực tĩnh với vận tốc ấn không đổi (từ 15-25mm/s), để xác định
sức kháng xuyên của đất. Đầu xuyên có diện tích là 1000mm
2
, góc ở đỉnh là
60
o
và đờng kính là 35.6mm (Hình 4.1). Trong quá trình xuyên sức kháng ma
sát của đất đợc đo độc lập với sức kháng mũi xuyên bằng áo ma sát có
đờng kính ngoài 35.6mm với diện tính của áo đo ma sát là 150cm
2
. Hiện nay
một số côn đợc trang bị thiết bị đo áp lực nớc lỗ rỗng trong quá trình xuyên
(piezocne). Thí nghiệm xuyên tĩnh đợc dùng cho đất dính và đất rời có hàm
lợng các hạt >10 mm <25% (TCXDVN 174-1989).

1. Đầu xuyên; 2: Hộp tải đo sức kháng mũi; 3: Senser đo biến
dạng để xác định sức kháng ma sát; 4: áo ma sát; 5: Vòng điều
chỉnh; 6: Vòng thép; 7: Dây cáp đo tín hiệu; 8: Phần nối với cần
khoan.

Hình 4.1 Cấu tạo xuyên.

Phân tích tính chất cơ lý của đất từ kết quả thí nghiệm xuyên tĩnh chủ yếu dựa
vào các công thức kinh nghiệm.
Các loại đất khác nhau đợc nhận biết dựa vào mối quan hệ giữa sức kháng
mũi xuyên (cone resistance), q
c
, tỷ số sức kháng (friction ratio) (R

) theo nh

113
Nguyn c Hnh B mụn a K thut Khoa Cụng Trỡnh - HGTVT

Hình 4.2 (Robertson và Campanella, 1983). Tỷ số sức kháng đợc định nghĩa
là tỷ số giữa ma sát thành đơn vị,
c
, và sức kháng mũi xuyên (R

=
c
:q
c
).



Peat: Bùn
Clay: Đất sét
Clayey silt: Bụi sét

Silt: Đất bụi
Sandy silt: Bụi cát
Silty sand: Cát bụi
Sand: Cát





Hình 4.2 Phân loại đất dựa vào kết quả thí nghiệm xuyên
(theo Robertson và Campanella, 1983)

Trên Hình 4.3 góc nội ma sát của đất cát quartz rời đợc xác định dựa vào sức
kháng mũi xuyên và áp lực đứng hữu hiệu, '
vo
(vertical effective stress)
(Durgunoglu và Mitchell, 1975).


Hình 4.3 Quan hệ giữa q
c
và góc nội
ma sát của đất cát rời
(theo Durgunoglu và Mitchell, 1975)

114
Nguyn c Hnh B mụn a K thut Khoa Cụng Trỡnh - HGTVT

Một số quan hệ khác để đánh giá các tính chất cơ học của đất đợc thể hiện
trên Hình 4.4 (Baldi et al., 1981). E
25%
và E
50%
là mô đun biến dạng tơng ứng
với ứng suất bằng 25% và 50% ứng suất phá hoại










Hình 4.4 Quan hệ giữa q
c
và mô đun biến dạng
(theo Robertson và Campanella, 1983)

Sức chịu tải của móng nông và móng cọc có thể đợc tính từ kết quả thí
nghiệm xuyên tĩnh:
Theo quy trình 22 TCN-272-05 (lấy từ AASHTO) sức chịu tải danh định

(MPa) của đất cho móng nông trên đất cát và sỏi xác định từ thí nghiệm xuyên
CPT đợc tính nh sau.
q
ult
= 8,2 x 10
-5

q
c
B
i
f
2w1w
R
B
D
CC








+
(4.1)
Trong đó:
q
c

= sức kháng chùy hình nón trung bình trên chiều sâu B dới đế
móng (MPa)
B = chiều rộng đế móng
D
f
= chiều sâu chôn móng tính tới đáy của móng (mm)

R
i
= hệ số điều chỉnh độ nghiêng tải trọng theo quy định ở Bảng 4.1



115
Nguyn c Hnh B mụn a K thut Khoa Cụng Trỡnh - HGTVT











H/V
D
t
/B = 0 D

t
/B = 1 D
t
/B = 5
0,0 1,00 1,00 1,00
0,10 0,70 0,75 0,80
0,15 0,60 0,65 0,70
0,20 0,50 0,60 0,65
0,25 0,40 0,50 0,55
0,30 0,35 0,40 0,50
0,35 0,30 0,35 0,40
0,40 0,25 0,30 0,35
0,45 0,20 0,25 0,30
0,50 0,15 0,20 0,25
0,55 0,10 0,15 0,20
0,60 0,05 0,10 0,15
H/V
D
t
/B = 0 D
t
/B = 1 D
t
/B = 5
0,0 1,00 1,00 1,00
0,10 0,80 0,85 0,90
0,15 0,70 0,80 0,85
0,20 0,65 0,70 0,75
0,25 0,55 0,65 0,70
0,30 0,50 0,60 0,65

0,35 0,40 0,55 0,60
0,40 0,35 0,50 0,55
0,45 0,30 0,45 0,50
0,50 0,25 0,35 0,45
0,55 0,20 0,30 0,40
0,60 0,15 0,25 0,35
Hệ số đ
ộ
n
g
hiên
g
tải tr
ọ
n
g
,
R
i
Tải trọng nghiêng theo
chiều rộng
Hệ số đ
ộ
n
g
hiên
g
tải tr
ọ
n

g
,
R
i
Tải trọng nghiêng theo
chiều dài

D
t
/B = 0 D
t
/B = 1 D
t
/B = 5
0,0 1,001,001,00
0,10 0,75 0,80 0,85
0,15 0,65 0,75 0,80
0,20 0,55 0,65 0,70
0,25 0,50 0,55 0,65
0,30 0,40 0,50 0,55
0,35 0,35 0,45 0,50
0,40 0,30 0,35 0,45
0,45 0,25 0,30 0,40
0,50 0,20 0,25 0,30
0,55 0,15 0,20 0,25
0,60 0,10 0,15 0,20
0,50 0,20 0,25 0,30
0,55 0,15 0,20 0,25
0,60 0,10 0,15 0,20
H/V Hệ số độ nghiêng tải trọng

cho móng vuông, R
i
Bảng 4.1 Hệ số độ nghiêng tải
trọng, R
i
, cho móng vuông và móng
chữ nhật
C
W1
,C
W2
= hệ số hiệu chỉnh ảnh hởng của nớc ngầm, nh quy định trong
Bảng 4. 2

D
w
C
w1
C
w2
0,0 0,5 0,5
D
f
0,5 1,0
> 1,5B +
D
f
1,0 1,0

Bảng 4.2 Các hệ số Cw
1
, Cw
2
cho các chiều sâu nớc ngầm khác
nhau


116
Nguyn c Hnh B mụn a K thut Khoa Cụng Trỡnh - HGTVT

Trong đất sét khi ấn mũi xuyên vào đất sẽ gây ra sự phá hoại của đất do
vậy sức kháng mũi xuyên có thể đợc viết dới dạng (Meigh, 1987):
q
c
=
v
+ N
k
c
u
(4.2)
Trong đó:

v
= tổng ứng suất đứng tại độ sâu mũi côn
c
u
= sức kháng đơn vị cắt không thoát nớc của đất

N
k
= gọi là hệ số xuyên nó tơng tự nh hệ số tải trọng N
c
khi tính sức chịu
tải.
N
k
phụ thuộc hình dạng của xuyên và tốc độ xuyên. Meigh (1987) đa ra giá
trị N
k
cho xuyên điện theo Bảng 4.3. Giá trị N
k
= 17.5 - 21 sử dụng cho xuyên
cơ và đất sét cố kết bình thờng.
Loại đất sét
N
k
Đất sét cố kết bình thờng 15 - 19 (đất sét càng nhạy dùng giá trị càng cao)
Đất sét quá cố kết 27-30
Đất sét băng tích 18-22


Bảng 4.3 Hệ số N
k
(theo Meigh, 1987)


Sức kháng cắt không thoát nớc đợc tính theo Công thức 4.3 và sức kháng
cắt có thể dùng để tính sức chịu tải cho móng nông.

c
u
= (q
c
-
v
)/N
k
(4.3)
Dùng kết quả CPT để tính sức chịu tải cho cọc.
Khi tính sức chịu tải của cọc, sức kháng ma sát thành bên của cọc đợc tính
theo Công thức:
q
s
= K
s
'
v
tan (4.4)
Trong đó:
K
s
= hệ số áp lực ngang của đất
'
v
= áp lực địa tầng hữu hiệu
= góc ma sát giữa cọc và đất
Góc nội ma sát giữa đất và cọc đợc tính từ góc nội ma sát của đất theo Bảng
4.4 (Kulhawy, 1984). Trong đó góc nội ma sát của đất xác định từ thí
nghiệm xuyên tĩnh (Hình 4.3).

117
Nguyn c Hnh B mụn a K thut Khoa Cụng Trỡnh - HGTVT

Tiếp xúc giữa đất và cọc Góc ma sát giữa đất và cọc
Thép trơn/cát
(0.5-0.7)

Thép không trơn/cát
(0.7-0.9)

Bê tông đúc sẵn/cát
(0.8-1.0)

Bê tông đúc tại chỗ/cát
1
.00
Gỗ/cát
(0.8-0.9)



Bảng 4.4 Góc ma sát giữa đất và cọc (theo Kulhawy, 1984)

Sức kháng mũi cọc đợc tính theo công thức:
Q
b
= q
b
A

b
= N
q
'
v
A
b
(4.5)
Trong đó:
q
b
= sức chịu tải của lớp đất tại mũi cọc
A
b
= diện tích tiết diện mũi cọc
N
q
= hệ số sức chịu tải
'
v
= áp lực hữu hiệu của địa tầng tại độ sâu mũi cọc
Trong đó hệ số tải trọng N
q
đợc thiết lập theo Berezantsev (1961) có kể đến
tỉ số giữa chiều sâu và bề rộng hay đờng kính của cọc (Hình 4.5). Với góc ma
sát xác định từ thí nghiệm xuyên tĩnh theo Hình 4.3.

Góc nội ma sát (p) (độ)
H
ệ

s
ố

t
ả
i
t
r
ọ
n
g
,

N
q
0 253035404
50
100
150
200
D/B = 5

5
D/B = 20
D/B = 70

Hình 4.5 Hệ số tải trọng N
q

(theo Berezantsev 1961)




Dựa vào kinh nghiệm sức cản ma sát đơn vị của thành cọc còn đợc tính
theo sức kháng mũi xuyên (q
c
) theo nh Bảng 4.5. Sở dĩ sức cản ma sát đơn
vị thành cọc đợc thiết lập theo sức cản mũi xuyên mà không theo sức cản ma
sát của áo xuyên vì trong thực tế q
c
nhạy hơn với sự thay đổi độ chặt của đất
so với sức cản ma sát của áo xuyên (Tomlinson, 2001).

118
Nguyn c Hnh B mụn a K thut Khoa Cụng Trỡnh - HGTVT


Loại cọc Sức kháng ma sát đơn vị lớn nhất
Cọc gỗ
0.012q
c
Cọc bê tông đúc trớc
0.012q
c
Cọc bê tông đúc trớc mở rộng chân
0.018q
c
Cọc thép đóng

0.012q
c
Cọc ống thép hở chân
0.008q
c
Cọc ống thép hở chân đóng vào cát mịn đến trung
0.0033
q
c

Theo quy trình 22 TCN-272-05 (lấy từ AASHTO) sức kháng mũi cọc của cọc
đóng, q
p
(MPa) có thể đợc xác định nh cho trong Hình 4.6.
Bảng 4.5 Quan hệ giữa ma sát thành cọc và q
c
(theo Tomlinson,
2001)

với:
q
p
=

2
qq
2c1c
+
(4.6)
ở đây:

q
c1
= giá trị trung bình của q
c
trên toàn bộ chiều sâu yD dới mũi cọc
(đờng a-b-c). Tổng giá trị q
c
theo cả hớng xuống (đờng a-b) và
hớng lên (đờng b-c). Dùng các giá trị q
c
thực dọc theo đờng a-
b và quy tắc đờng tối thiểu dọc theo đờng b-c. Tính toán q
c1
cho
các giá trị y từ 0,7 đến 4,0 và sử dụng giá trị tối thiểu q
c1
thu đợc
(MPa).
q
c2
= giá trị trung bình của q
c
trên toàn bộ khoảng cách 8D bên trên mũi
cọc (đờng c-e). Sử dụng quy tắc đờng tối thiểu nh đối với đờng
b-c trong tính toán q
c1
. Bỏ qua các đỉnh lõm nhỏ X, nếu trong cát,
nhng đa vào đờng nhỏ nhất nếu trong sét.

119

Nguyn c Hnh B mụn a K thut Khoa Cụng Trỡnh - HGTVT


đờng bao các giá trị
q
c
tối thiểu
Chiều sâu







Hình 4.6 Phơng pháp tính sức chịu
đầu cọc (theo Nottinghan và
Schmertmann, 1975)







Sức kháng hình nón trung bình tối thiểu giữa 0,7 và 4 đờng kính cọc bên dới
cao độ mũi cọc có đợc thông qua quá trình thử dần, với việc sử dụng quy tắc
đờng tối thiểu. Quy tắc đờng tối thiểu cũng sẽ đợc dùng để tìm ra giá trị
sức kháng hình nón cho đất trong khoảng tám lần đờng kính cọc bên trên
mũi cọc. Tính trung bình hai kết quả để xác định sức kháng mũi cọc.

Theo quy trình 22 TCN-272-05 sức kháng ma sát bề mặt danh định của cọc
đóng có thể đợc xác định theo kết quả thí nghiệm CPT nh sau.








+








=

==
1
N
1i
2
N
1i
isisiisisi
i

i
c,ss
hafh.af
D8
L
KQ (4.7)
ở đây:
K
s,c
= các hệ số hiệu chỉnh: K
c
Cho các đất sét và K
s
cho đất cát lấy từ
Hình 4.7 và sơ đồ cho giá trị của loại xuyên cơ (Begemann) và loại xuyên điện
do Fugro, N.V. ở Hà lan đề xuất.

120
Nguyn c Hnh B mụn a K thut Khoa Cụng Trỡnh - HGTVT

Cọc bê tông
và gỗ
Cọc thép
Dùng 0,8 fs cho mũi cọc
Begemann nếu đáp trong lớp sé
t
có OCR cao
Tỷ số chiều sâu trên chiều rộng = Z/D
Mũi cơ học Begemann

Thép
Bê
tô
Mũi Furgo (điện)
Thép
Bê tông
Ks của gỗ dùng 1,25 Ks của thép
F
s
theo MPa













Hình 4.7 Hệ số điều chỉnh ma sát cọc
(theo Nottinghan và Schmertmann, 1975)


L
i
= chiều sâu đến điểm giữa khoảng chiều dài tại điểm xem xét (mm)

D = chiều rộng hoặc đờng kính cọc xem xét (mm)
f
si
= sức kháng ma sát đơn vị thành ống cục bộ lấy từ CPT tại điểm xem
xét (MPa)
a
si
= chu vị cọc tại điểm xem xét (mm)
h
i
= khoảng chiều dài tại điểm xem xét (mm)
N
1
= số khoảng giữa mặt đất và điểm cách dới mặt đất 8D
N
2
= số khoảng giữa điểm cách dới mặt đất 8D và mũi cọc.
Theo quy trình 22 TCN-272-05 độ lún của nhóm cọc trong đất rời có thể tính
nh sau khi sử dụng kết quả CPT:
c
q2
Iq
= (4.8)
trong đó:
5,0
D
125,01
,

=
(
4.9
)

Trong đó :
q = áp lực móng tĩnh tác dụng tại 2D
b
/3 cho trong Hình 4.8 áp lực này
bằng với tải trọng tác dụng tại đỉnh của nhóm đợc chia bởi diện

121
Nguyn c Hnh B mụn a K thut Khoa Cụng Trỡnh - HGTVT

tích móng tơng đơng và không bao gồm trọng lợng của các cọc
hoặc của đất giữa các cọc (MPa).
X = chiều rộng hay chiều nhỏ nhất của nhóm cọc (mm),
= độ lún của nhóm cọc (mm)
I = hệ số ảnh hởng của chiều sâu chôn hữu hiệu của nhóm
D = độ sâu hữu hiệu lấy bằng 2D
b
/3 (mm)
D
b
= độ sâu chôn cọc trong lớp chịu lực nh cho trong Hình 4.8 (mm)

v
= ứng suất thẳng đứng hữu hiệu (MPa)
q
c

= sức kháng xuyên hình nón tĩnh trung bình trên độ sâu X dới móng tơng
đơng (MPa)

Móng tơng
đơng
Lớp yếu
Lớp tốt
Móng tơng
đơng

Hình 4.8 Kích thớc móng tơng đơng (theo Duncan và
Buchignani 1976)


122
Nguyn c Hnh B mụn a K thut Khoa Cụng Trỡnh - HGTVT

2 Tính toán theo kết quả thí nghiệm xuyên tiêu chuẩn
(standard penetration test - SPT)
Thí nghiệm đợc tiến hành bằng cách đóng một mũi xuyên có dạng hình ống
vào trong đất từ đáy một lỗ khoan đã đợc chuẩn bị phù hợp cho thí nghiệm.
Quy cách mũi xuyên, thiết bị và năng lợng đóng đợc tiêu chuẩn hoá. ống
thép đầu xuyên có 3 phần: phần mũi (drive shoe), thân (split barrel) và đầu
nối (coupling) (Hình 4.9). Đất chứa trong ống mẫu sau khi đóng đợc quan
sát, mô tả, bảo quản và thí nghiệm nh là mẫu đất xáo động.

Hình 4.9 Xuyên tiêu chuẩn SPT
Mũi xuyên đợc đóng vào trong đất nguyên trạng 450mm và sức kháng xuyên
SPT đợc ký hiệu là N
30
là số búa cần thiết để đóng mũi xuyên 300mm cuối
cùng. Khảo sát theo phơng pháp này các lớp địa tầng nh cuội, sỏi sẽ đợc
phát hiện trong quá trình thí nghiệm do mẫu đất đợc thu hồi trong quá trình
đóng ống mẫu.
Sức kháng xuyên của đất tỷ lệ với độ chặt, cờng độ của đất do vậy các mối
quan hệ theo kinh nghiệm giữa các thông số này và chỉ số SPT đợc sử dụng
rộng rãi.
Tiêu chuẩn Anh (BS 5930) đa ra mối liên hệ dựa kết quả thí nghiệm xuyên
tiêu chuẩn và độ chặt của đất cát theo nh Bảng 4.6.

N Độ chặt
(số lần đậ
p
/
300mm xu
y
ên)
Nhỏ hơn 4 Rất rời rạc
4-10 Rời rạc
10-30 Chặt vừa
30-50 Chặt
Lớn hơn 50 Rất chặt





Bảng 4.6 Trạng thái của đất theo N (BS 5930)

123
Nguyn c Hnh B mụn a K thut Khoa Cụng Trỡnh - HGTVT

Stroud (1975) thiết lập mối quan hệ giữa giá trị N với sức kháng cắt không
thoát nớc, mô đun biến dạng thể tích và chỉ số dẻo của đất sét theo Hình
4.10. Trong đó tham số f
1
có đơn vị là kN/m
2
phụ thuộc vào chỉ số dẻo của đất
và f

1
= 4.5kN/m
2
cho đất có chỉ số dẻo vợt quá 30%.
Chỉ số dẻo
f
1
0 1020304050
2
4
6
8
Sức chống cắt c = (f1)(N) (kN/m )
2
60 70
Hệ số nén lún tơng đối m = 1/[(f2)(N)](m /MN)
0.2
010
0.4
f
2
0.6
0.8
Chỉ số dẻo
20 30 40 50
2
60 70
v
1
10

Hình 4.10 Quan hệ giữa sức chống cắt (c), hệ số nén lún
tơng đối (m
v
) và N (Theo Stroud 1975)


Peck và các đồng nghiệp (1967) đề xuất biểu đồ quan hệ giữa góc nội ma
sát và giá trị N cho đất cát và đất sỏi nh Hình 4.11. Góc nội ma sát xác định
từ biểu đồ này thờng đợc dùng để xác định các hệ số tải trọng N
q
và N

khi
tính toán sức chịu tải của móng nông.

Góc nội ma sát (độ)
G
iá

t
r
i
S
P
T

(
N
)
50

30 32 34 36 38
40
30
20
10
40 42
0
60
70
28
Rất
rời rạc
Rời rạc
Chặt vừa Chặt Rất chặt



Hình 4.11 Quan hệ giữa góc
nội ma sát và N (Theo Peck
1967)








124
Nguyn c Hnh B mụn a K thut Khoa Cụng Trỡnh - HGTVT

Skempton (1986) chỉ ra sự không nhất quán trong số liệu SPT ở trên thế giới
và cho rằng sự khác nhau này là do sự chuyền năng lợng từ búa đóng đến
mũi xuyên. Trên thế giới các nớc khác nhau dùng cấu tạo búa đóng khác
nhau, năng lợng búa truyền đến mũi xuyên có thể giảm xuống 45% thế năng
búa và truyền đến điểm rơi của búa xuống thiết bị tối đa là 85%. Seed và các
đồng nghiệp (1984) đề xuất dùng thiết bị đóng có 60% năng lợng truyền
xuống mũi xuyên làm tiêu chuẩn cho thế giới. Skempton (1986) đa ra hệ số
điều chỉnh cho các loại thiết bị (xem Bảng 4.7).
Hệ số điều chỉnh
Chiều dài cần (m) >10 1.00
6-10 0.95
4-6 0.85
3-4 0.75
Đờng kính hố khoan (mm) 65-105 1.00
150 1.05
200 1.15


Bảng 4.7 Hệ số điều chỉnh giá trị N (theo Skempton, 1986)

Skempton còn cho rằng chỉ số SPT còn phụ thuộc vào ứng suất hữu hiệu
thẳng đứng của địa tầng và hệ số quá cố kết. Dùng các số liệu thí nghiệm ông
thấy rằng: 1/ giá trị N tăng gần nh tuyến tính với áp lực đứng hữu hiệu của
địa tầng ('
v
) với đất có độ chặt tơng đối (I
D
) nh nhau; 2/ với đất cùng áp lực
địa chỉ số N tăng gần nh tuyến tính với I

D
2
do vậy giữa N, I
2
D
, và áp lực địa
tầng có mối quan hệ sau: N/(I
D
2
) = a + b
v
'; 3/ với cùng độ chặt tơng đối và
áp lực địa tầng chỉ số N trong đất cát càng cao nếu kích thớc hạt trung bình
(D
50
) càng lớn.
Để tách sự tăng chỉ số N do sự tăng của áp lực địa tầng chỉ số SPT chỉnh sửa
(N
1
)
60
đợc kiến nghị bằng cách dùng hệ số hiệu chỉnh C
N
. Số 60 trong (N
1
)
60

chỉ rằng thiết bị đóng có hệ số năng lợng là 60% là hệ số của thiết bị đợc
nhiều nớc sử dụng.

(N
1
)
60
= C
N
(N)
60
(4.10)
Skempton (1986) kiến nghị với đất cát cố kết thông thờng
C
N
= 200/[100 + '
v
(kPa)] (4.11)

125
Nguyn c Hnh B mụn a K thut Khoa Cụng Trỡnh - HGTVT

với đất cát mịn có độ chặt trung bình
C
N
= 300/[200 + '
v
(kPa)] (4.12)
với đất cát chặt và thô
C
N
= 170/[70 + '
v

(kPa)] (4.13)
Skempton (1986) hiệu chỉnh mối quan hệ đợc đề xuất bởi Terzaghi và Peck
(1948) và đa ra Bảng 4.8. Từ bảng đó có thể thấy rằng với đất có I
D
>0.35:
(N
1
)
60
/I
2
D
60 (4.14)

I
D
Phân loại
(N
1
)
60
(N
1
)
60
/I
D
2
Rất rời rạc
0.15 3 -

Rời rạc
0.35 8 65
0.5 Chặt vừa 15 60
0.65 25 59
Chặt
0.85 42 58
Rất chặt
1.00 58 58








Bảng 4.8 Trạng thái đất và N (theo Skempton, 1986)

Sức chịu tải danh định của cát dựa vào chỉ số SPT tính theo quy trình
22TCN - 272 - 05 đợc tính theo Công thức 4.15

q
ult
= 3,2 x 10
-5

N
corr
B
i

f
2w1w
R
B
D
CC








+
(4.15)
Trong đó:

N
corr
= giá trị số búa trung bình SPT đã hiệu chỉnh trong giới hạn chiều
sâu từ đáy móng đến 1.5B dới đáy móng (Búa/300mm)
B = chiều rộng đế móng (mm)
C
W1,
C
W2
= hệ số hiệu chỉnh không thứ nguyên xét đến ảnh hởng của
nớc ngầm, nh đợc xác định trong Bảng 4.2.
D

f
= chiều sâu chôn móng lấy đến đế móng (mm)
R
i
= hệ số chiết giảm không thứ nguyên tính đến ảnh hởng của độ
nghiêng của tải trọng đợc cho trong các Bảng 4.1

126
Nguyn c Hnh B mụn a K thut Khoa Cụng Trỡnh - HGTVT

H = tải trọng ngang cha nhân hệ số để xác định hệ số H/V trong
Bảng 4.1 (N) hoặc (N/mm)
V = tải trọng đứng cha nhân hệ số để xác định tỷ lệ H/V trong Bảng
4.1 (N) hoặc (N/mm)

Dùng kết quả SPT để tính sức chịu tải cho cọc.

Sức chịu tải do ma sát thành bên của cọc tính theo Công thức 4.4 với góc
ma sát giữa đất và cọc đợc tính từ góc nội ma sát của đất và cọc theo Bảng
4.4. Trong đó góc nội ma sát của đất cũng có thể xác định từ thí nghiệm
xuyên tiêu chuẩn (Hình 4.11).
Sức chịu tải mũi cọc theo Công thức 4.5 trong đó góc nội ma sát để xác
định hệ số sức chịu tải cũng có thể xác định theo thí nghiệm xuyên tiêu chuẩn
theo Hình 4.11.
Theo quy trình 22 TCN-272-05 sức kháng mũi cọc cho các cọc khoan tới độ
sâu D
b
trong đất rời có thể xác định dựa vào giá trị SPT nh sau:
`
q

D
DN038,0
q
bcorr
p
= (4.16)
với:
N
92,1
log77,0N
v
10corr
















=
(4.17)

Trong đó:
N
corr
= số đếm SPT gần mũi cọc đã hiệu chỉnh cho áp lực tầng phủ,
v

(Búa/300mm)
N = số búa SPT cha hiệu chỉnh (Búa/300mm)
D = chiều rộng hay đờng kính cọc (mm)
D
b
= chiều sâu xuyên trong tầng chịu lực (mm)
q
`
= sức kháng điểm giới hạn tính bằng 0,4 N
corr
cho cát và 0,3 N
corr
cho
bùn không dẻo (MPa).
Đối với trờng hợp cọc khoan nhồi 22 TCN-272-05 đề xuất tham khảo các
công thức tính sức kháng mũi cọc dựa vào giá trị SPT nh ở Bảng 4.9. Với
D = đờng kính của cọc khoan (mm)

127
Nguyn c Hnh B mụn a K thut Khoa Cụng Trỡnh - HGTVT

D
p
= đờng kính mũi cọc khoan (mm)

D
b
=

chiều sâu chôn của cọc khoan trong lớp chịu lực là cát (mm)

v
=

ứng suất lực thẳng đứng hữu hiệu (MPa)
Meyerhof Q
p

(MPa) =
< 0,13 N
corr
đối với cát
< 0,096 N
corr
đối với bùn không dẻo
Reese Q
p

(MPa) = 0.064 N đối với N < = 60
và Wright Q
p

(MPa) = 3,8 đối với N > 60
Reese và Q
p

(MPa) = 0,057 N đối với N <= 75
O'Neill Q
p

(
MPa
)
= 4,3 đối với N > 75
p
bcorr
D
D0,013N


Bảng 4.9 Các phơng pháp tính sức kháng mũi cọc cho cọc khoan
nhồi theo trị số SPT


Theo quy trình 22 TCN-272-05 sức ma sát bề mặt danh định của cọc đóng
trong đất rời (MPa) có thể xác định dựa vào giá trị SPT nh sau:
Đối với cọc đóng chuyển dịch:
q
s
= 0,0019
N (4.18)
Đối với cọc không chuyển dịch (ví dụ cọc thép chữ H)
q
s
= 0,00096 N (4.19)

Trong đó:
q
s
= ma sát đơn vị bề mặt cho cọc đóng (MPa)
N = số đếm búa SPT trung bình (cha hiệu chỉnh) dọc theo thân cọc
(Búa/300mm)
Theo quy trình 22 TCN-272-05 độ lún của nhóm cọc trong đất rời có thể tính
nh sau khi sử dụng kết quả SPT:
=
corr
qI X
N
(4.20)
trong đó:
5,0
D
125,01
,


= (
4.21
)


128
Nguyn c Hnh B mụn a K thut Khoa Cụng Trỡnh - HGTVT

N
corr

=
N
92,1
log77,0
'
v
10

















(4.22)
Trong đó :
q = áp lực móng tĩnh tác dụng tại 2D
b
/3 cho trong Hình 4.8 áp lực này
bằng với tải trọng tác dụng tại đỉnh của nhóm đợc chia bởi diện

tích móng tơng đơng và không bao gồm trọng lợng của các cọc
hoặc của đất giữa các cọc (KSF).
X = chiều rộng hay chiều nhỏ nhất của nhóm cọc (FT),
= độ lún của nhóm cọc (inch)
I = hệ số ảnh hởng của chiều sâu chôn hữu hiệu của nhóm
D = độ sâu hữu hiệu lấy bằng 2D
b
/3 (mm)
D
b
= độ sâu chôn cọc trong lớp chịu lực nh cho trong Hình 4.8 (mm)
N
corr
= giá trị trung bình đại diện đã hiệu chỉnh cho số đếm SPT của tầng
phủ trên độ sâu X phía dới đế móng tơng đơng (Búa/300mm)
N = số đếm SPT đo trong khoảng lún (Búa/300mm)

v
= ứng suất thẳng đứng hữu hiệu (MPa)
3 Tính toán theo kết quả thí nghiệm nén ngang
Thiết bị nén ngang có dạng hình trụ đợc thiết kế để tác dụng một áp lực
hớng tâm đồng đều lên thành của lỗ khoan. Hiện nay có hai loại thiết bị nén
ngang chính:
Thiết bị nén ngang Menard (Menard pressuremeter MPM). Thiết bị này
đợc hạ vào lỗ khoan tạo trớc.
Thiết bị nén ngang tự tạo lỗ (self-boring pressuremeter SBP). Thiết bị này
tự tạo lỗ khi thí nghiệm do vậy giảm thiểu đợc sự xáo trộn thành lỗ trớc khi
tác dụng áp lực ngang.
Cả hai loại thiết bị đều tác dụng áp lực ngang lên thành lỗ khoan và đo biến
dạng ngang tơng ứng của đất. Hình 4.12 thể hiện các bộ phận chính của

thiết bị nén ngang tự tạo lỗ (Hughes, 1977). Bộ phận chính của thiết bị là
buồng hình trụ đợc ấn vào nền đất. Khi ấn, đất đi vào trong đầu cắt (cutting
head) hở phía dới của thiết bị và đất đợc cắt bằng cánh cắt xoay. Đất sau
khi cắt đợc trộn với nớc đợc bơm xuống qua một ống đi trong buồng hình
trụ. Mùn khoan sau khi trộn với nớc đợc hút đa lên mặt đất đi qua khoảng

129
Nguyn c Hnh B mụn a K thut Khoa Cụng Trỡnh - HGTVT

giữa hình trụ và ống bơm nớc xuống. Buồng hình trụ có màng cao su (rubber
membrane) đợc bảo vệ bằng các thanh lá thép trong quá trình ấn xuống.
Các thanh lá thép này đợc thiết kế sao cho lực cản ngang khi màng cao su
đợc tác dụng áp lực là không đáng kể. Chuyển vị ngang đợc xác định dựa
bằng cách đo thể tích của chất lỏng cần thiết để tác dụng áp lực hoặc đo trực
tiếp.


Hình 4.12 Buồng nén ngang tự tạo lỗ

Khi đo trực tiếp, chuyển vị ngang của màng cao su đợc đo bằng 3 thiết bị đo
chuyển vị (feeler, hoặc Linear Variable Displacement Transducer LVDT)
đợc bố trí đều tạo với nhau một góc 120
o
. Chúng đợc giữ tiếp xúc với màng
cao su bằng hệ lò xo (spring).
Thông thờng thiết bị nén ngang đợc thiết kế với cấp áp lực 2.5-10MPa cho
đất và 10-20 MPa cho đất rất chắc hoặc đá yếu. Việc phân tích số liệu nén
ngang dựa vào tính toán biến dạng của hình trụ chỉ theo phơng ngang. Chiều
dài của hình trụ đợc thiết kế bằng tối thiểu 6 lần đờng kính để đảm bảo

130
Nguyn c Hnh B mụn a K thut Khoa Cụng Trỡnh - HGTVT

phần giữa buồng hình trụ chỉ có biến dạng theo phơng ngang và không bị
ảnh hởng bởi hai phần đầu và cuối của thiết bị buồng trụ.
Cần phải hiệu chỉnh cho áp lực đo, sự tăng thể tích của buồng hình trụ đo
đợc để kể đến các yếu tố nh tính nén đợc của chất lỏng, của đờng ống,
sự khác nhau về cao độ giữa buồng hình trụ và thiết bị đo áp lực, độ cứng của
màng cao su. Sự thay đổi thể tích do giãn nở của đờng ống và sự nén của
chất lỏng thờng là đáng kể với đất chặt. Sự mất mát áp lực tức là áp lực thực
tế tác dụng lên thành lỗ khoan nhỏ hơn áp lực bên trong màng cao su do độ
cứng của màng cao su thờng là đáng kể với đất mềm yếu. Để định lợng các
giá trị này có thể tham khảo (Mair and Wood, 1987).
Số liệu hiệu chỉnh của thí nghiệm nén ngang đợc vẽ theo quan hệ giữa áp
lực p và độ tăng thể tích V của buồng trụ hay biến dạng ngang tơng đối
đợc thể hiện trên Hình 4.13. Biến dạng ngang tơng đối đợc định nghĩa là tỷ
lệ giữa chuyển vị ngang thành lỗ và bán kính ban đầu của lỗ.

áp
lực
ngang
Biến dạng ngang tơng đối
hay độ tăng thể tích
O
A
B
Màng cha
tiếp xúc với
thành lỗ
Biến dạng

dẻo
đàn hồi
Biến dạng
hay độ tăng thể tích
Biến dạng ngang tơng đối
B
A
O
lực
ngang
áp
còn nhỏ hơn
áp lực ngang của đất
đàn hồi
Biến dạng
Biến dạng
khi áp lực
dẻo
a/ b/
Sự khác nhau chính giữa thí nghiệm nén ngang theo Menard và thiết bị tự tạo
lỗ là theo Menard buồng nén đợc ấn vào trong lỗ khoan tạo trớc. Một số
xáo động là không thể tránh khỏi do đó với các cấp áp lực ban đầu của thí
nghiệm buồng nén còn cha tiếp xúc với thành lỗ. Khi buồng đã tiếp xúc với
thành lỗ đờng quan hệ trở nên dốc hơn khi màng cao su ép đất bên thành lỗ
xốp hơn ở trạng thái tự nhiên do khi tạo lỗ nó bị giảm áp lực ngang. Tiếp theo
quan hệ giữa áp lực và biến dạng gần nh tuyến tính cho đấn điểm B. Tại
điểm B thành lỗ bắt đầu biến dạng dẻo. Nếu tiếp tục tăng áp lực thành lỗ sẽ
Hình 4.13 Kết quả điển hình của thí nghiệm nén ngang
a/ Máy nén ngang Menard; b/ Máy nén tự tạo lỗ

131
Nguyn c Hnh B mụn a K thut Khoa Cụng Trỡnh - HGTVT

biến dạng dẻo cho đến áp lực tới hạn (p
L
) tại đó biến dạng sẽ tiếp tục với áp
lực không đổi.
Với thí nghiệm nén ngang tự tạo lỗ chất lợng cao, buồng nén tiếp xúc với
thành lỗ và đất bên thành lỗ không bị mềm hoá. Về lý thuyết lúc đó thành lỗ
chỉ bắt đầu biến dạng khi áp lực trong buồng nén vợt quá áp lực ngang địa
tầng của vị trí thí nghiệm,
ho
. Từ nhận xét này áp lực ngang địa tầng có thể
xác định bằng thí nghiệm này. Điểm có áp lực ngang bằng áp lực ngang địa
tầng gọi là điểm nhảy (lift-off).
Sau khi vợt quá áp lực ngang địa tầng, biến dạng tơng đối thành lỗ gần nh
tuyến tính với áp lực cho đến khi đạt đến biến dạng dẻo. Với phơng pháp
Menard khó có thể xác định một cách rõ ràng áp lực ngang địa tầng do xáo
động khi tạo lỗ và đất bên thành lỗ bị mềm hoá.
Ngoài áp lực ngang địa tầng biểu đồ áp lực-độ thay đổi thể tích còn có thể
dùng để xác định mô đun cắt, G, hay mô đun biến dạng ngang (E = G/[1+],
là hệ số poisson) sức kháng cắt không thoát nớc của đất sét, c
u
.
Quá trình phân tích số liệu nén ngang để xác định các thông số trên dựa vào
việc phân tích sự biến dạng của hình trụ rỗng trong môi trờng vô hạn (Hình
4.14).

o

Đờng kính ban đầu của
hình trụ rỗng nở ra thành
khi tác dụng áp lực p

o


O
+y
c
r
(r+y)
(r+dr)
(r+dr)+(y+dy)
Khối trụ đất xung
quanh buồng nén
sau khi chịu áp lực p
trớc khi chịu áp lực
quanh buồng nén
Khối trụ đất xung
Hình 4.14 Mô hình biến dạng của nền đất xung quanh
buồng nén


132
Nguyn c Hnh B mụn a K thut Khoa Cụng Trỡnh - HGTVT

Nếu áp lực trong buồng tăng một lợng p, đất bị biến dạng ngang và bán
kính buồng nén tăng một lợng y

c
từ bán kính trớc khi tăng p thành ( +
y
c
). Xét đất xung quang buồng nén là một trụ đất bán kính trong là r và bán
kính ngoài là (r + y). Sau khi tăng cấp áp lực một lợng là p trụ đất bị đẩy ra
ngoài và nó có bán kính trong là (r + y) và bán kính ngoài là (r + dr) + (y + dy).
Biến dạng ngang tơng đối
r
tơng ứng với bán kính r đợc định nghĩa là:

r
= (sự thay đổi khoảng cách giữa các trụ đất)/(khoảng cách theo phơng
ngang ban đầu của trụ)
Từ hình vẽ trên ta có:
()
(
)( )
[]
(
)
[
]
()
[]
dr
dy
rdrr
rdrryrdyydrr
r

=
+

+

++++
=

(
Biến dạ
4.23
)
ng tơng đối theo chu vi của hình trụ ở bán r đợc định nghĩa là:


= (sự thay đổi chu vi)/(chu vi ban đầu của trụ)
Từ hình vẽ trên ta có:
()
[]
[]
r
y
r
ryr
=

+
=

22

2
(
4.24
)
Giả thiết nền đất biến dạng đàn hồi và tuân theo định luật Hooke, ta có:

()






=
1
(
4.25
zrr
E


)

()
zr
E

=
1
(
4.26
)

()









=
rzz
E
1
(

4.27
)
Nhng độ tăng ứng suất theo phơng đứng

z
= 0 nên

()



=
1






rr
E
(
4.28
)

()
r
E

=
1
(
4.29
)

()









=
rz
E
1
(
4.30
)

Biến đổi các công thức trên ta có:

()
rr
E




2
1







=+
(
4.31
)

133
Nguyn c Hnh B mụn a K thut Khoa Cụng Trỡnh - HGTVT

()
[]

(

4.32
)




+







=
rr
E
2
1
()
[
r
E




+

=
2
1
]
Xét cân bằng một phân tố đất (Hình 4.15) theo phơng ngang. Phân tố đất
có mặt cắt ngang nh hình vẽ và có chiều cao theo phơng đứng là
(
4.33
)
một
đơn vị dài. Phơng trình cân bằng là:
()()
[][]
()










ì+=+ì+ sin2

rrrr
(
4.34
)

2

rrr
Do góc

là nhỏ nên sin(

/2) =

/2 và ta có
()()
[][]
()
()
r
r
r
r
rr
rrrrr
rrr
r
r

r
r
rrr
rrrrrr
rrrr
















=
=+
=+
+=+++



2

ì+=+ì+ 2
(
4.35
)


r
r

+
r
r+r
r





r
r

r

r

(r +r)

Hình 4.15 Cân bằng của phân tố đất


134
Nguyn c Hnh B mụn a K thut Khoa Cụng Trỡnh - HGTVT

Khi biến đổi công thức trên ta đã bỏ qua các vô cùng bé cấp cao. Nếu viết
công thức trên theo độ tăng ứng suất ta có:
()
r
r
dr
d
r



=







(
4.36
)

Thay
và từ (4.23) và (4.24) vào (4.32) và (4.33) ta có:


r

()







r
(
4.37
)

=
y
dr
dyE
r



2
1
()

=
dyyE



2





drr

1
(
4.38
)
Thay (4.23) và (4.24) vào (4.36) ta có
0
1
22
2
2

2


dydyyydyyd
=+





++=






+










=

r
y
dr
dy
r
dr
yd
r
y
drdrrrdr
dr
r
rdrdr
dy
r
y
dr

r
y
dr
dy
d
r



(
4.39
)
Phơng trình vi phân trên có biến là y và có ngh


ydy

iệm là

Br
r
A
y +=
(
4.40
)
Trong đó A và B là các hằng số tích phân và giá trị của nó phụ thuộc vào
h hởng của áp lực
trong buồn
đó ta có:

điều kiện biên của bài toán. Khi r tăng đến vô cùng ản
g lên đất là không đáng kể hay y = 0 khi r =

do vậy B = 0. Từ
r
A
y =
(
4.41
)
Trong thí nghiệm nén ngang hằng số A có thể đợc xác định do giá trị y
đợc đo từ
c
thí nghiệm.

yA =

c
(
4.42
)
Trong đó

là đờng kính của buồng nén khi chịu áp lực. Nếu ta định nghĩa
biến dạng tơng đối của buồng

c
= y
c

/

o
(trong đó

o
là đờng kính ban
đầu của buồng nén) ta có:





c
A =
(
4.43
)

135
Nguyn c Hnh B mụn a K thut Khoa Cụng Trỡnh - HGTVT

Thay thế công thức trên vào (4.23) và (4.24) ta có:

22
r
r
A
dr
dy

c

r




===
(
4.44
)

r
r
c
A

rr
r
y





==
(
4.45
)

==
22


=












+
=
2
1
r
E
oc
r



(
4.46

)
r
oc
r
E





=












+
=
2
1
(
4.47
)

Từ trên ta thấy trong quá trình tăng áp lực buồng nén nở ngang nhng đất
xung quanh không
phơng bán kính bằng và ngợc dấu với biến dạng tơng đối theo chu vi.
Hơn nữa không có sự thay đ
thay đổi về thể tích do biến dạng tơng đối theo
ổi về ứng suất trung bình của các thành phần
đứng, bán kính và chu vi do


= -

r
.
Do
()
G
E
2=
ta có
1+

r
c
r
G
r
G

2
2
2
==
(
4.48
)









G
r
G
c
2
2
2
==
(
4.49
)

Tại thành buồng nén độ tăng của áp lực ngang

p =

r
. Thay thế r =


(bán kính hiện tại của buồng nén) vào (4.44) ta có:













= G

2

==
c
cc
p
GG
p






0
2
1
22
(
4.50
)
Chuyển sang dạng vi phân ta có:

=
c
d
dp
G



2
1
(
4.51

)

136
Nguyn c Hnh B mụn a K thut Khoa Cụng Trỡnh - HGTVT

Khi bắt đầu thí nghiệm bán kính buồng nén (

) bằng bán kính ban đầu (

)
do vậy

/

o
= 1 và G = (1/2)(dp/d

c
). Mô đun cắt thờng đợc đo từ quá

Trong trờn
đun cắt từ các vòng tăng giảm tải là để tránh các xáo động do quá trình
iữa áp lực và sự thay đổi thể tích của buồng, V. Khi
o
trình tăng giảm tải để bảo đảm đất biến dạng đàn hồi (Hình 4.16).
A: Điểm nhảy của biến dạng cho giá
trị áp lực ngang của hiện trờng.

giữ trạng
ái đàn hồi. (JKG cá h đờng tăng

Hình 4.16 Kết quả thí nghiệm nén ngang ở Zeebrugge, Bỉ
(Từ Wroth, 1984).
BC: Vòng giảm/tăng tải với độ dốc
của BC = 2G nếu /
o
=1.

JKG: Giới hạn theo lý thuyết của
đờng giảm tải nếu muốn
cth
tải đầu tiên BEF là 2
u
)
g hợp này

/

o
có thể tơng đối lớn. Lý do thứ hai để đo mô
tạo lỗ khi thí nghiệm.

Thay vì biểu diễn kết quả giữa áp lực và biến dạng tơng đối của buồng ta có
thể biểu diễn kết quả g
buồng tăng bán kính từ lên + y
c
, thể tích buồng tăng từ
2
h lên ( +
y
c

)
2
h trong đó h là chiều cao của buồng. Do vậy ta có:
()
[
]
[]
[]
2
2
2


cc
yy +
=
(
4.52
)
Nếu y
c
<< ta có thể bỏ qua
c
2
2
2


c
h

hhy
V
V
+
=


y
2
.

V


ì
=



cc
y
V
22
(
4.53
)
Chuyển sang dạng vi phân ta có:
V

2
dV
d
c
ìì




=


1
(
4.54
)

137