CHƯƠNG 5 SỨC CHỊU TẢI CỦA ĐẤT NỀN
Bạn đang xem bản rút gọn của tài liệu. Xem và tải ngay bản đầy đủ của tài liệu tại đây (910.92 KB, 23 trang )
CHƯƠNG 5: SỨC CHỊU TẢI CỦA ĐẤT NỀN
CHƯƠNG 5: SỨC CHỊU TẢI CỦA ĐẤT NỀN
CHƯƠNG MỞ ĐẦU
CHƯƠNG 1: TÍNH CHẤT VẬT LÝ CỦA ĐẤT
5.1. SỨC CHỐNG CẮT CỦA ĐẤT
CHƯƠNG 2: TÍNH CHẤT CƠ HỌC CỦA ĐẤT
5.2. THÍ NGHIỆM XÁC ĐỊNH ĐẶC TRƯNG CHỐNG CẮT
CHƯƠNG 3: ỨNG SUẤT TRONG ĐẤT
5.3. ĐIỀU KIỆN CÂN BẰNG MOHR – RANKINE
CHƯƠNG 4: BIẾN DẠNG CỦA ĐẤT NỀN
5.4. SỨC CHỊU TẢI CỦA NỀN ĐẤT
CHƯƠNG 5: SỨC CHỊU TẢI CỦA ĐẤT NỀN
CHƯƠNG 6: ÁP LỰC ĐẤT LÊN TƯỜNG CHẮN
5.1. SỨC CHỐNG CẮT CỦA ĐẤT
5.5. ỔN ĐỊNH MÁI DỐC
5.1. SỨC CHỐNG CẮT CỦA ĐẤT
5.1.1. Khái niệm chung
Trong tự nhiên thường có hiện tượng trượt lở sườn đồi, sườn núi,
mái dốc, lũ bùn, trượt lở bờ sông, bờ biển…
Do nước mưa lũ thấm vào đất làm thay đổi tính chất cơ lý của đất
Do tác động của gió, của dòng nước chảy, của tác động kiến tạo
đòa chất làm thay đổi hình dạng của sườn dốc
Đôi khi do những nguyên nhân gián tiếp như độ ẩm không khí
thay đổi do xây dựng các hồ chứa nước trong khu vực gây ra,…
Tóm lại, là điều kiện cân bằng cơ học vốn có của sườn dốc bò
xâm phạm dẫn đến sự trượt.
1
5.1. SỨC CHỐNG CẮT CỦA ĐẤT
5.1.1. Khái niệm chung
Đối với công trình nhân tạo như nhà ở, nhà máy, đập, đê, cầu,
đường, tunnel và các công trình phụ trợ cũng bò trượt, bò lật trong
quá trình thi công hay giai đoạn khai thác.
Khi xây dựng công trình trên nền đất sẽ gây ra trong nền đất một
trường ƯS gia tăng.
Các số gia ƯS pháp gây ra sự thay đổi thể tích của các phân tố
đất.
Các số gia ƯS tiếp gây ra biến hình các phân tố trong nền đất, có
khuynh hướng gây trượt hoặc cắt đất. Và hậu quả là nền công trình
bò trượt, kéo theo công trình bò lật; bò sập; bò phá hỏng khi ƯS tiếp
tuyến lớn hơn sức chống cắt của nền
5.1. SỨC CHỐNG CẮT CỦA ĐẤT
5.1. SỨC CHỐNG CẮT CỦA ĐẤT
5.1.2. Lý thuyết sức chống cắt của đất
5.1.2. Lý thuyết sức chống cắt của đất
Sức chống cắt của đất bao gồm hai thành phần: ma sát giữa các
hạt và lực dính giữa các hạt đất.
Hệ số rỗng tới hạn
a. Sức chống cắt của đất rời:
Sức chống cắt chỉ có một thành phần ma sát.
Ma sát trượt khi các hạt trượt lên nhau, phụ thuộc vào ƯS pháp
tác động lên các hạt
Ma sát lăn khi các hạt lăn tròn lên nhau
Ma sát gài móc giữa các hạt trong thế nằm hết sức phức tạp trong
khung hạt.
Đất rời ở trạng thái rời, không bão hoà, có xu hướng giảm thể tích
đến khi trượt và đạt thể tích lỗ rỗng không đổi tương ứng với hệ số
rỗng tới hạn ec Ỵ Đất chặt lại và góc ma sát tăng dần và đạt giá trò
lớn nhất ở trạng thái tới hạn Ỵ quá trình tăng bền.
2
5.1. SỨC CHỐNG CẮT CỦA ĐẤT
5.1. SỨC CHỐNG CẮT CỦA ĐẤT
5.1.2. Lý thuyết sức chống cắt của đất
5.1.2. Lý thuyết sức chống cắt của đất
Hệ số rỗng tới hạn
Hiện tượng hoá lỏng
Với đất rời bão hoà nước khi chòu cắt thể tích lỗ rỗng giảm. Nếu
nước thoát ra không kòp thì áp lực pháp tuyến truyền lên nước lỗ
rỗng Ỵ khi chòu cắt nhanh có thể mất đi sức chống cắt của nó –
hiện tượng hoá lỏng.
Đất rời ở trạng thái chặt, không bão hoà có xu hướng tăng thể
tích đến khi trượt. Độ tăng thể tích đạt lớn nhất ứng với lúc mẫu đạt
sức chống cắt đỉnh, khi trượt đạt thể tích lổ rỗng không đổi, tương
ứng với hệ số rỗng tới hạn ec. Góc ma sát tăng dần đạt lớn nhất lúc
đạt trạng thái đỉnh sau đó giảm dần về góc ma sát ở trạng thái tới
hạn.
Với đất cát chặt có hệ số rỗng nhỏ hơn hệ số rỗng tới hạn. Khi bò
cắt nhanh, nước lỗ rỗng thoát ra không kòp để bù vào phần thể tích
lỗ rỗng gia tăng nên không có hiện tượng áp lực pháp tuyến truyền
vào lỗ rỗng, do đó, hiện tượng hoá lỏng không xảy ra.
5.1. SỨC CHỐNG CẮT CỦA ĐẤT
5.1. SỨC CHỐNG CẮT CỦA ĐẤT
5.1.2. Lý thuyết sức chống cắt của đất
5.1.3. Đònh luật Morh - Coulomb
b. Sức chống cắt của đất dính:
Sức chống cắt của đất mòn hay đất dính gồm hai thành phần là
ma sát như đất rời và lực dính.
Với đất dính bão hoà nước, khi chòu tải ƯS gánh đỡ bởi khung hạt
phụ thuộc vào độ thoát nước lỗ rỗng Ỵ có hai biên giới hạn:
Năm 1776, Coulomb:
s = σ.tgϕ + c
Thành phần ma sát phụ thuộc vào ƯS pháp, ký hiệu là σ.tgϕ, ϕ là
góc ma sát trong của đất
Thành phần lực dính không phụ thuộc ƯS pháp, ký hiệu c
Ứng với điều kiện áp lực nước lỗ rỗng thặng dư thoát hết (lâu dài)
Ứng với điều kiện không thoát nước (tức thời)
ỴTrong thực tế khi tính toán phải lựa chọn sức chống cắt của đất
dính bão hòa nước trong điều kiện thoát nước lỗ rỗng hoàn toàn,
hoặc không thoát nước hoặc thoát nước một phần
3
5.1. SỨC CHỐNG CẮT CỦA ĐẤT
5.2. TN XÁC ĐỊNH ĐẶC TRƯNG CHỐNG CẮT
5.1.3. Đònh luật Morh - Coulomb
Có hai nhóm thí nghiệm các đặc trưng chống cắt
Các nghiên cứu sau Morh – Coulomb cho thấy các thông số
chống cắt c, ϕ còn phụ thuộc vào nhiều yếu tố khác như: trạng thái
ƯS ban đầu, độ ẩm của đất, điều kiện thoát nước, điều kiện thí
nghiệm,…
Nhóm các thí nghiệm trong phòng: Thí nghiệm cắt “trực tiếp” với
hộp cắt Casagrande, hiện nay vẫn còn sử dụng nhiều cho thiết kế
nền móng; Thí nghiệm nén 3 trục gồm 3 trục đối xứng trục, ba trục
phẳng và 3 trục thực; Thí nghiệm nén đơn.
Theo Terzaghi:
s = σ’.tgϕ’ + c’
Sức chống cắt phụ thuộc vào ƯS pháp hữu hiệu chứ không phải là
ƯS pháp tổng, vì chỉ có phần ƯS hữu hiệu mới phát sinh ma sát.
σ’ – ƯS hữu hiệu
ϕ’ – góc ma sát nội tại của đất
Nhóm các thí nghiệm hiện trường: Thí nghiệm xuyên động chuẩn
(SPT); Thí nghiệm xuyên tónh (CPT); Thí nghiệm nén ép ngang; Thí
nghiệm cắt cánh. Nhóm thí nghiệm hiện trường cho kết quả trực
tiếp trên mẫu nguyên dạng, tránh tình trạng xáo trộn mẫu do quá
trình lấy mẫu, quá trình vận chuyển, bảo quản,… và đặc biệt là với
các loại đất khó lấy mẫu như cát, sỏi, đất dính quá yếu,…
c’ – là lực dính
5.2. TN XÁC ĐỊNH ĐẶC TRƯNG CHỐNG CẮT
5.2. TN XÁC ĐỊNH ĐẶC TRƯNG CHỐNG CẮT
5.2.1. Các phương pháp thí nghiệm
5.2.1. Các phương pháp thí nghiệm
Có 3 phương pháp TN xác đònh đặc trưng chống cắt của đất:
Các thí nghiệm xác đònh sức chống cắt của đất đều có hai giai
đoạn cơ bản:
Giai đoạn 1: Tác động hệ lực lên mẫu tao trạng thái ƯS tương tự
như mẫu đất ở thế nằm tự nhiên (trừ thí nhiệm nén đơn)
Giai đoạn 2: Tác động độ thay đổi áp lực lên mẫu tương ứng với
mẫu đất hoạt động khi xây dựng công trình
Phương pháp thí nghiệm không cố kết – không thoát nước (UU)
GĐ 1: không cho nước trong mẫu thoát ra, tức là không cố kết –
Unconsolidated. GĐ2: không cho nước thoát ra – Undrained.
Phương pháp thí nghiệm cố kết – thoát nước (CD)
GĐ 1: cho nước trong mẫu đất thoát ra, tức là cho cố kết –
Consolidated. GĐ 2: cho nước trong mẫu thoát ra – Drained.
Phương pháp thí nghiệm có kết – không thoát nước (CU)
GĐ 1: cho nước trong mẫu thoát ra – Consolidated. GĐ2: không cho
nước trong mẫu thoát ra – Undrained, kết hợp đo áp lực nước lỗ rỗng
trong mẫu đất.
4
5.2. TN XÁC ĐỊNH ĐẶC TRƯNG CHỐNG CẮT
5.2. TN XÁC ĐỊNH ĐẶC TRƯNG CHỐNG CẮT
5.2.2. Thí nghiệm trong phòng
a. Thí nghiệm cắt trực tiếp ( cắt phẳng)
5.2.2. Thí nghiệm trong phòng
a. Thí nghiệm cắt trực tiếp ( cắt phẳng)
Là thí nghiệm cổ nhất và đơn giản nhất xác đònh các đặc trưng biến
dạng của đất
Hộp cắt
Vòng ứng biến
Thớt di động
δv
N
N
δh
Phần hộp di động
σ
T
Chuyển vò kế
Mẫu đất
Thớt cố đònh
5.2. TN XÁC ĐỊNH ĐẶC TRƯNG CHỐNG CẮT
Hộp cắt Casagrande có tiết diện vuông
hoặc tròn, tiết diện ngang khoảng
25cm2 và chiều cao khoảng 2,5cm.
Mẫu đất
τ
T
Phần hộp cố đònh
5.2. TN XÁC ĐỊNH ĐẶC TRƯNG CHỐNG CẮT
5.2.2. Thí nghiệm trong phòng
a. Thí nghiệm cắt trực tiếp ( cắt phẳng)
5.2.2. Thí nghiệm trong phòng
τ
a. Thí nghiệm cắt trực tiếp ( cắt phẳng)
τ3
N
T
N
σ' =
A
T
τ=
A
ϕ
τ2
τ1
c
σ’1
σ’2
σ’3
p
Các máy cắt trực tiếp thường cắt đất trong điều kiện không
thoát nước (UU), nhưng cũng có nước thoát qua khe cắt. Hiện
nay đã có một số máy cắt trực tiếp kiểm tra được khả năng
thoát nước của mẫu đất trong quá trình cắt, tức là có thể tiến
hành cả 3 phương pháp thí nghiệm cắt UU, CU, và CD.
Sơ đồ
thí
nghiệm
cắt trực
tiếp có
kiểm
soát
thoát
nước
5
5.2. TN XÁC ĐỊNH ĐẶC TRƯNG CHỐNG CẮT
5.2. TN XÁC ĐỊNH ĐẶC TRƯNG CHỐNG CẮT
5.2.2. Thí nghiệm trong phòng
a. Thí nghiệm cắt trực tiếp ( cắt phẳng)
5.2.2. Thí nghiệm trong phòng
Thí dụ 5.1 : Một thí nghiệm cắt trực tiếp thông thường (không kiểm soát áp lực
nước lỗ rỗng) trên một mẫu đất cát pha sét có kết quả trong bảng dưới:
σ(kN/m2)
30
56,1
81,9
108,3
134,4
160
τ (kN/m2)
47,8
63,1
73,9
89,7
103,9
118,1
Kết quả thí dụ 5.1 là:
140
y = 0.5374x + 31.635
R2 = 0.9985
120
100
τ (kN/m2)
b. Ứng xử của cát chặt và cát rời trong thí nghiệm cắt phẳng.
c = 31.6 kN/m2
80
ϕ = 28.3 độ
60
40
20
Cát chặt: có góc ma sát ứng với trạng thái đỉnh ϕp và ứng với trạng
thái tới hạn ϕc (lúc bò trượt)
0
0
20
40
60
80
100
120
140
160
Cát rời: chỉ có một giá trò góc ma sát ϕc ứng với trạng thái tới hạn
(lúc bò trượt)
180
σ (kN/m2)
5.2. TN XÁC ĐỊNH ĐẶC TRƯNG CHỐNG CẮT
5.2. TN XÁC ĐỊNH ĐẶC TRƯNG CHỐNG CẮT
5.2.2. Thí nghiệm trong phòng
5.2.2. Thí nghiệm trong phòng
b. Ứng xử của cát chặt và cát rời trong thí nghiệm cắt phẳng.
b. Ứng xử của cát chặt và cát rời trong thí nghiệm cắt phẳng.
Thí dụ 5. 2. Kết quả thí nghiệm cắt trực tiếp của một mẫu cát chặt là:
180
Đỉnh
120
Lực đứng (N)
Cát chặt
140
Cát rời
100
80
60
40
Cát chặt
Điểm uốn
20
0
T (N)
chuyể n vò đứng (10-2mm)− τ (kPa) -
160
Cát rời
-20
-40
0
100
200
300
chuyển vò ngang (10
400
-2
mm)
500
600
110
216
324
432
Lực cắt tới hạn (T) Ultimate shear load
66
131
195
261
Lực cắt đỉnh (T) Peak shear load
85
170
253
340
400
350
300
250
200
150
100
50
0
ϕp = 38o;
ϕc = 31o
0
110
216
324
432
N (N)
6
5.2. TN XÁC ĐỊNH ĐẶC TRƯNG CHỐNG CẮT
5.2. TN XÁC ĐỊNH ĐẶC TRƯNG CHỐNG CẮT
5.2.2. Thí nghiệm trong phòng
5.2.2. Thí nghiệm trong phòng
b. Thí nghiệm nén 3 trục
b. Thí nghiệm nén 3 trục
Thí nghiệm nén ba trục là thí nghiệm tin cậy nhất để xác đònh
các đặc trưng sức chống cắt của đất, vì:
Ỵ Hiện nay, chỉ có loại thí nghiệm ba trục đối xứng trục là được sử dụng rộng
rải. Thí nghiệm này gồm một mẫu đất hình trụ có chiều cao bằng hai lần đường
kính, thông thường là h = 7,6cm và d = 3,8 cm hoặc h=10cm và d = 5cm.
ỴMẫu đất được bọc cao su mỏng thật kỷ rồi đạt vào một buồng nén kín nước.
Bơm nước hoặc glycerine Mẫu đất được bọc cao su mỏng thật kỷ rồi đạt vào một
buồng nén kín nước. Bơm nước hoặc glycerine vào buồng nén tạo áp lực đẵng
hướng lên mẫu đất nhằm tái tạo trạng thái áp lực trong thế nằm tự nhiên. Sau đó
tăng áp lực đứng trong khi giữ yên áp lực ngang (áp lực buồng nén) cho tới khi
mẫu đất bò phá hoại
ỴThí nghiệm được tiến hành ít nhất với ba giá trò áp lực buồng nén ổn đònh
khác nhau. Trạng thái ứng suất lúc mẫu đất bò phá sẽ được biểu thò trên hệ tọa
trục (τ,σ) bằng ba vòng tròn ứng suất Mohr, đường tiếp tuyến chung của ba vòng
Mohr là đường chống cắt Mohr-Coulomb, như hình IV.13. Từ đó xác đònh được
các thông số chống cắt của mẫu đất.
Mô tả xác thực nhất mẫu đất trong những điều kiện chòu tải
trong đất nền khi gánh đỡ các loại công trình khác nhau.
Có thể mô phỏng các điều kiện thoát nước khác nhau của đất
nền.
Có thể xác đònh đồng thời các đặc trưng biến dạng của đất
nền đồng thời với các chỉ tiêu sức chống cắt
5.2. TN XÁC ĐỊNH ĐẶC TRƯNG CHỐNG CẮT
5.2. TN XÁC ĐỊNH ĐẶC TRƯNG CHỐNG CẮT
5.2.2. Thí nghiệm trong phòng
5.2.2. Thí nghiệm trong phòng
b. Thí nghiệm nén 3 trục
b. Thí nghiệm nén 3 trục
Bước 1/ Đặt mẫu có bọc
cao su mỏng niềng kỷ
lên đế
Bước 2/ Lắp buồng nén
Bước 3/ Tăng áp lực đẵng
hướng
Bước 4/ Giữ áp lực ngang,
tăng áp lực đứng, cho đến
khi mẫu phá hoại
εf = biến dạng tương ứng giai đoạn sụp đổ, chọn εf = 3% cho sét cứng hoặc
sét cố kết trước, εf = 6% cho các trường hợp khác
7
5.2. TN XÁC ĐỊNH ĐẶC TRƯNG CHỐNG CẮT
Cắt cố kết – thoát nước (CD)
Vận tốc nén tính từ
thời gian cố kết mẫu
Biến dạng dọc
trục, ΔL
Lực đứng, P
Vmax =
Đá thấm
5.2. TN XÁC ĐỊNH ĐẶC TRƯNG CHỐNG CẮT
5.2.2. Thí nghiệm trong phòng
8,5.t100
σ’3
Cắt cố kết – thoát nước (CD)
τ
σ
s=
σ’1-σ’3
σ’3
b. Thí nghiệm nén 3 trục
H o .ε f
Thể tích thay
đổi, ΔV
Màng
cao su
σ’1
=
σ’3
+
’+c’
’tgϕ
p lực nước
lỗ rỗng, u=0
Mẫu đất
σ3
p lực
buồng, σ3
σ1
σ
Piston
Van
5.2. TN XÁC ĐỊNH ĐẶC TRƯNG CHỐNG CẮT
Cắt cố kết – thoát nước (CD): NC: giảm V khi có thoát nước
OC: tăng V khi có thoát nước
5.2.2. Thí nghiệm trong phòng
b. Thí nghiệm nén 3 trục
Vòng tròn Mohr lúc
mẫu bò phá hoại
Cắt cố kết – thoát nước (CD)
5.2. TN XÁC ĐỊNH ĐẶC TRƯNG CHỐNG CẮT
σ1-σ3
Cát chặt, sét cứng (OC)
Cát rời, sét mềm (NC)
τ
cCD = c’
s=
ϕCD = ϕ’
σ’tg
c’
ϕ’+
σ‘3
εa %
σ’1
σ
+ΔV
(nở)
-ΔV
(nén)
σ‘1- σ‘3
Cát chặt, sét cứng (OC)
εa %
Cát rời, sét mềm (NC)
8
5.2. TN XÁC ĐỊNH ĐẶC TRƯNG CHỐNG CẮT
Cắt cố kết – không thoát nước (CU)
Lực đứng, P
Vận tốc nén tính từ
thời gian cố kết mẫu
Biến dạng dọc
trục, ΔL
Đá thấm
V = 1 → 2mm / ph
5.2. TN XÁC ĐỊNH ĐẶC TRƯNG CHỐNG CẮT
5.2.2. Thí nghiệm trong phòng
b. Thí nghiệm nén 3 trục
Cắt cố kết – không thoát nước (CU)
τ
Thể tích thay
đổi, ΔV=0
Màng
cao su
p lực nước
lỗ rỗng, u
c CU
tgϕ+
σ CU
=
s
p lực
buồng, σ3
Piston
σ
σ1
σ3
Mẫu đất
Vòng tròn Mohr
ƯS tổng
Van
5.2. TN XÁC ĐỊNH ĐẶC TRƯNG CHỐNG CẮT
5.2. TN XÁC ĐỊNH ĐẶC TRƯNG CHỐNG CẮT
5.2.2. Thí nghiệm trong phòng
5.2.2. Thí nghiệm trong phòng
b. Thí nghiệm nén 3 trục
b. Thí nghiệm nén 3 trục
Cắt cố kết – không thoát nước (CU)
Cắt cố kết – không thoát nước (CU)
Đất cố kết thường (NC): ALNLR u sẽ tăng
Đất quá cố kết (OC): ALNLR u sẽ giảm
τ
σ
s=
c’= 0
ϕ’
’tg
τ
c’ > 0
ϕ’ > ϕCD
c’
ϕ’+
σ ’tg
ϕ’ > ϕCD
σ‘3
Vòng tròn Mohr
ƯS hữu hiệu
s=
σ‘1
σ
σ‘3
σ‘1
σ
Vòng tròn Mohr
ƯS hữu hiệu
9
5.2. TN XÁC ĐỊNH ĐẶC TRƯNG CHỐNG CẮT
5.2. TN XÁC ĐỊNH ĐẶC TRƯNG CHỐNG CẮT
5.2.2. Thí nghiệm trong phòng
5.2.2. Thí nghiệm trong phòng
b. Thí nghiệm nén 3 trục
b. Thí nghiệm nén 3 trục
Cắt cố kết – không thoát nước (CU)
Thí dụ 5. 3: Kết quả thí nghiệm nén ba trục cố kết – không thoát nước một mẫu
đất dính cố kết thường cho trong bảng sau:
NC
160
OC
p lực trong buồng nén: σc = σ3 (kPa)
100
200
300
Độ lệch ứng suất cực hạn: (σ1f - σ3) (kPa)
137
210
283
p lực nước lỗ rỗng khi mẫu bò trượt: uf (kPa)
28
86
147
ϕcu =160
τ (kPa)
τ (kPa)
140
120
120
100
100
80
ϕ’ = 290
160
140
80
60
60
40
σ (kPa)
20
0
40
σ’ (kPa)
20
0
0
100
200
300
400
500
600
ccu = 24(kPa)
700
0
100
200
300
400
500
5.2. TN XÁC ĐỊNH ĐẶC TRƯNG CHỐNG CẮT
5.2.2. Thí nghiệm trong phòng
5.2.2. Thí nghiệm trong phòng
b. Thí nghiệm nén 3 trục: giả thiết là khung hạt đất đàn hồi đẳng
hướng, các lỗ rỗng chứa nước và không khí, Sr < 100%
b. Thí nghiệm nén 3 trục
Theo mô hình cố kết của Terzaghi, khi nước không thoát ra, áp
lực nước lỗ rỗng thặng dư tăng lên bằng với tải trọng ngoài.
Δu = Δp
Năm 1954, Skempton đã đònh nghóa những hệ số áp lực nước lỗ
rỗng, cho phép thiết lập quan hệ quan hệ tỷ số giữa gia số áp lực
nước lỗ rỗng và gia số ứng suất tổng trong quá trình gia tải không
thoát nước
700
c’= 0
5.2. TN XÁC ĐỊNH ĐẶC TRƯNG CHỐNG CẮT
Hệ số A và B của Skempton:
600
Hệ số A và B của Skempton:
Theo Skempton, trong thí nghiệm nén 3 trục không thoát nước:
Δu = B[Δσ3 + A(Δσ1- Δσ3)]
B=
Δuo
- hệ số áp lực nước lỗ rỗng trong quá trình nén đẳng
Δσ3
hướng, với đất bão hoà và không chòu nén: B=1
AB = A =
Δu1
Δσ 1 − Δσ 3
- hệ số áp lực nước lỗ rỗng trong quá trình tăng ứng suất
lệch
10
5.2. TN XÁC ĐỊNH ĐẶC TRƯNG CHỐNG CẮT
5.2. TN XÁC ĐỊNH ĐẶC TRƯNG CHỐNG CẮT
5.2.2. Thí nghiệm trong phòng
5.2.2. Thí nghiệm trong phòng
b. Thí nghiệm nén 3 trục: Hệ số A và B của Skempton:
Bảng tra hệ số B của Skempton
Giá trò hệ số B
Lọai đất
Sr=100%
Sr=99%
0.9998
0.986
Các lọai sét mềm cố kết thường
Các loại sét và đất bột đầm chặt
Các loại sét cố kết trước nhẹ
Các loại sét cứng cố kết trước mạnh
Phần lớn các lọai cát
0.9988
0.9877
Các loại cát rất chặt
0.913
Các lọai sét rất cứng
1
B=
nC
1+ v
Csq
Δu = BΔσ 3
b. Thí nghiệm nén 3 trục
Bảng tra hệ số Af của Skempton
Cắt không cố kết – không thoát nước (UU)
Xét mẫu bão hoà nước nằm dưới MNN, ở độ sâu z Ỵ σ’bt ,u.
Khi lấy mẫu lên mặt đất, rồi mở mẫu trong phòng TN:
0.93
0.51
0.1
Đất sét rất nhạy
0.75 --> 1.50
Đất sét cố kết thường
0.50 --> 1.00
Đất á sét đầm chặt
0.25 --> 0.75
Đất sét cố kết trước nhẹ
0.00 --> 0.50
Đất sét cố kết trước mạnh
-0.50 --> 0.00
1
AB =
1+
Cv = C w = 0
Giá trò hệ số Af ứng
với mẫu khi phá hoại
Lọai đất sét
nCw 2Cs 3
+
mv
mv
σ1= 0
uo< 0
σ3 = 0
σ’1 = -uo
+
=
σ’3 = -uo
Δu1 = AB(Δσ 1 − Δσ 3 )
5.2. TN XÁC ĐỊNH ĐẶC TRƯNG CHỐNG CẮT
5.2. TN XÁC ĐỊNH ĐẶC TRƯNG CHỐNG CẮT
5.2.2. Thí nghiệm trong phòng
5.2.2. Thí nghiệm trong phòng
b. Thí nghiệm nén 3 trục
b. Thí nghiệm nén 3 trục
Cắt không cố kết – không thoát nước (UU)
Cắt không cố kết – không thoát nước (UU)
Trong quá trình tăng áp lực đẳng hướng : Δuo = BΔσc = Δσc
σ1= σc
σ3 = σc
=
σ1= σc + Δσ1
σ’1 = -uo
uc= uo + σc
+
Trong quá trình áp ƯS lệch: Δu1 = A(σ1 - σ3) = A.Δσ1
uc= uo+σc+AΔσ1
σ3 = σc
σ’3 = -uo
=
+
σ’1 = -uo- AΔσ1+ Δσ1
σ’3=- uo-AΔσ1
11
5.2. TN XÁC ĐỊNH ĐẶC TRƯNG CHỐNG CẮT
5.2. TN XÁC ĐỊNH ĐẶC TRƯNG CHỐNG CẮT
5.2.2. Thí nghiệm trong phòng
5.2.2. Thí nghiệm trong phòng
c. Thí nghiệm nén đơn (Unconfined Compressive Test)
b. Thí nghiệm nén 3 trục
Cắt không cố kết – không thoát nước (UU)
Lúc mẫu đất bò trượt, các ứng suất hữu hiệu độc lập với áp lực
buồng nén, do đó chỉ có một vòng tròn Morh ứng suất
s = cUU
τ
τ
cu = 0.5qu
s = cUU
s = cu= 0.5qu
ϕu = 0
ϕUU = 0
σ‘3
TN nén 3 trục theo phương pháp UU cho thấy không phụ thuộc
vào áp lực buồng nén Ỵ sử dụng thí nghiệm nén đơn – mẫu đất
được nén thẳng đứng không có áp lực hông
Skempton đề nghò một công thức
thực nghiệm tính lực dính không
thoát nước cu theo chỉ số dẻo Ip và
ứng suất hữu hiệu thẳng đứng do
trọng lượng bản thân σ’z.
σ
σ’1
σ‘1- σ‘3
qu
σ
5.2. TN XÁC ĐỊNH ĐẶC TRƯNG CHỐNG CẮT
5.2. TN XÁC ĐỊNH ĐẶC TRƯNG CHỐNG CẮT
5.2.3. Thí nghiệm trong phòng: một số chỉ tiêu kinh nghiệm
5.2.4. Thí nghiệm hiện trường: dùng cho đất cát sạch, sét rất mềm
a. Thí nghiệm xuyên tónh (CPT):đo sức kháng mũi xuyên qc(kG/cm2)
TRỊ THAM KHẢO CHỈ TIÊU CƯỜNG ĐỘ CHỐNG CẮT CỦA ĐẤT
Hệ số rỗng của đất
Lọai đất
0.4-->0.5
Cát mòn bột
Đất bột
Đất sét chất bột
Đất sét
Đất bùn sét
c'
0
ϕ'
34-->36
c
3-->6
ϕ
23-->25
0.5-->0.6
0.6-->0.7
0
0.7-->0.8
0.8-->0.95
0.95-->1
1-->1.5
>1.5
0
32-->34
30-->32
2-->4
0-->3
22-->24
21-->24
Để tránh ma sát đất xung quanh, thanh xuyên
được đặt trong một ống rỗng nhằm chỉ đo lực
kháng qc ở mũi. Mỗi thanh xuyên dài 1m đặt bên
trong các ống rỗng có thể nối được với nhau. Mũi
xuyên gồm một hình nón kim loại để đo lực kháng
đứng của đất và có thể có thêm một manchon di
đông độc lập với mũi để đo lực ma sát của đất.
0
19-->21
c
30-->40
20-->30
15-->20
10-->15
6-->10
ϕ
18-->20
16-->18
14-->16
12-->14
10-->12
c
40-->50
30-->40
15-->20
5-->10
ϕ
14-->16
12-->14
10-->12
8-->10
Nguyên lý của xuyên tónh là đo sức kháng của đất
qc khi ấn một hình nón kim loại vào đất.
c
10-->15
5-->10
ϕ
6-->8
4-->6
Với mũi xuyên đơn giản và mũi xuyên có
manchon tiến hành đo mỗi 20 cm chiều sâu và chỉ
có thể đo sức kháng xuyên không thoát nước của
đất vì không đo được áp lực nước lỗ rỗng của đất
khi xuyên. Vận tốc thường áp dụng là 2cm/s.
12
5.2. TN XÁC ĐỊNH ĐẶC TRƯNG CHỐNG CẮT
5.2. TN XÁC ĐỊNH ĐẶC TRƯNG CHỐNG CẮT
5.2.4. Thí nghiệm hiện trường: dùng cho đất cát sạch, sét rất mềm
a. Thí nghiệm xuyên tónh (CPT): mũi xuyên dk 36.7mm, góc nón 60o
Mũi xuyên có Manchon Bengemann
Mũi xuyên đơn giản
5.2. TN XÁC ĐỊNH ĐẶC TRƯNG CHỐNG CẮT
Thiết bò thí nghiệm gồm một dàn khoan, một ống
tách đôi, đường kính ngoài là 51mm và chiều
dài ít nhất là 46cm, một búa đóng nặng 635N có
chiều cao rơi 76cm.
Vét sạch đáy hố khoan ở độ sâu muốn đo và lấy
mẫu, thí nghiệm được tiến hành mỗi khi đổi lớp
đất, và khoảng cách thử không quá 1,5m. Đếm
số lần rơi N của búa khi xuyên vào đất 30cm
(không kể 15cm đầu), mẫu đất lấy ra từ ống tách
có thể sử dụng đo các chỉ tiêu vật lý.
Theo Peck, Hansen ta có mối quan hệ giữa N, qc và ϕ như sau
N (SPT)
Số búa/30cm
Góc ma sát
ϕ (độ)
qc (CPT)
kG/cm2
Rất rời
< 0.2
0–4
<30
< 20
Ít chặt
0.2 – 0.4
4 – 10
30 – 35
20 – 40
Chặt vừa
0.4 – 0.6
10 – 30
35 – 40
40 – 120
Khá chặt
0.6 – 0.8
30 – 50
40 – 45
120 – 200
Chặt
> 0.8
50
> 45
> 200
Đối với cát mòn và đất bột (Silt) dưới mực nước ngầm số
búa N* (SPT) thường cao hơn thực tế, nên Peck đề nghò một
công thức hiệu chỉnh:
Đối với đất dính do ảnh hưởng của áp lực đất xung quanh
cũng làm gia tăng số đo N (SPT), nên Peck (1974) và Seed
(1979) đề nghò số đọc N phải nhân với hệ số điều chỉnh CN
⎛ N * −15 ⎞
N = 15 + ⎜
⎟
2 ⎠
⎝
C N = 0,77 log
Sơ đồ thí
nghiệm
SPT
Phần thân ống tách
5.2. TN XÁC ĐỊNH ĐẶC TRƯNG CHỐNG CẮT
5.2.4. Thí nghiệm hiện trường: dùng cho đất cát sạch, sét rất mềm
Độ chặt
tương đối Dr
b. Thí nghiệm xuyên động chuẩn (SPT): đo chỉ số búa NSPT
Phần mũi ống tách
bằng thép cứng
Mũi xuyên điện có đo u (CPTU)
Độ chặt của
cát
5.2.4. Thí nghiệm hiện trường: dùng cho đất cát sạch, sét rất mềm
20
γ'z
5.2.4. Thí nghiệm hiện trường
c. Thí nghiệm cắt cánh (Vane Shear Test)
s u = cu =
2.Mxoay
d⎞
⎛
πd2h⎜ 1+ ⎟
⎝ 3h ⎠
d. Thí nghiệm nén ép ngang trong hố khoan: Menard 1955
γ’z (kG/cm2)
13
5.3. ĐIỀU KIỆN CÂN BẰNG MOHR – RANKINE
5.3.1. Điều kiện cân bằng Morh – Renkine
Xét TTƯS một mẫu đất lúc trượt trong TN nén 3 trục Ỵ Vòng tròn
Morh ƯS tiếp xúc với đường sức chống cắt
Đất cát
τ
σ
s=
α
ϕ’
’tg
s=
2α
σ’1f σ
σ‘3f
c’
ϕ’+
σ’tg
α
σ‘3f
5.3.1. Điều kiện cân bằng Morh – Renkine
Đất cát:
σ'1f − σ'3f
σ' − σ'3f
sin ϕ' = ' 2 ' = '1f
σ1f + σ3f σ1f + σ'3f
2
Đất dính
τ
5.3. ĐIỀU KIỆN CÂN BẰNG MOHR – RANKINE
⇒ σ'1f = σ'3f .tg2 (45o +
ϕ'
)
2
Đất dính:
2α
σ’1f σ
sin ϕ' =
σ'1f − σ'3f
σ'1f + σ'3f + 2c'. cot gϕ'
⇒ σ'1f = σ'3f .tg2 (45o +
ϕ'
ϕ'
) + 2c' tg(45o + )
2
2
5.3. ĐIỀU KIỆN CÂN BẰNG MOHR – RANKINE
5.3. ĐIỀU KIỆN CÂN BẰNG MOHR – RANKINE
5.3.1. Điều kiện cân bằng Morh – Renkine
5.3.2. Góc nghiêng của mặt trượt: góc nghiêng so với hướng tác
dụng của ứng suất chính nhỏ nhất σ’3f
Mặt khác:
σ1' ,3 =
⎛ σ' − σ'x
σ'z + σ'x
± ⎜⎜ z
2
2
⎝
Đất cát:
sin2 ϕ' =
Đất dính:
sin2 ϕ' =
(σ
(σ
'
z
− σ 'x
(σ
(σ
'
z
'
z
'
z
)
2
+ 4τ 2zx
)
)
2
+ 4τ 2zx
τ
σ
s=
α
σ‘3f
2
+ σ 'x
− σ'x
2
⎞
⎟⎟ + τ 2zx
⎠
)
+ σ'x + 2c'. cot gϕ'
2
’
’+c
’tgϕ
σ’1f
2α
σ’1f σ
σ’3f
α
ϕ' ⎞
⎛
α = ±⎜ 45o + ⎟
2⎠
⎝
14
5.3. ĐIỀU KIỆN CÂN BẰNG MOHR – RANKINE
5.3. ĐIỀU KIỆN CÂN BẰNG MOHR – RANKINE
5.3.3. Góc lệch θmax
5.3.3. Góc lệch θmax
τ
tgθ =
σ
Xét TTƯS tại điểm M:
Có thể dùng góc lệch θmax để kiểm tra ổn đònh điểm M:
Với đất cát:
τ
τ
s=
p
c’
ϕ’+
σ’tg
σ
θmax
τ
σ‘3f
σ
σ’’1f
sin θmax =
σ'1 − σ'3
σ'1 + σ'3
hay
sin2 θmax =
(σ
'
z
− σ'x
(
)
2
+ 4τ2zx
)
2
+ σ'x
σ'z
Với đất dính:
σ
sin θmax =
σ'1 − σ'3
hay
'
'
σ1 + σ3 + 2c'. cot gϕ'
sin2 θmax =
(
(σ
σ'z
'
z
− σ'x
+ σ'x
)
2
+ 4τ2zx
)
+ 2c'. cot gϕ'
2
Khi điểm M mất ổn đònh θmax = φ’ (điều kiện cân bằng giới hạn)
5.3. ĐIỀU KIỆN CÂN BẰNG MOHR – RANKINE
5.3.3. Góc lệch θmax
Nếu θmax < ϕ’ - Điểm M ở trạng thái ổn đònh
Nếu θmax = ϕ’ - Điểm M ở trạng thái cân bằng giới hạn
Nếu θmax > ϕ’ - Điểm M mất ổn đònh
τ
s=
g
σ’t
5.3. ĐIỀU KIỆN CÂN BẰNG MOHR – RANKINE
Thí dụ 5. 4: Lấy 3 mẫu sét bão hoà nước ở cùng 1 độ sâu. Thí nghiệm nén 3 trục
cố kết- thoát nước cho mẫu 1 được kết quả sau: ở thời điểm xảy ra phá hoại
áp lực buồng bằng 100kPa, độ lệch ứng suất bằng 145 kPa, mặt phẳng phá
hoại tạo thành góc 540 so với phương ngang. Thí nghiệm nén 1 trục cho mẫu
2 xác đònh được độ bền nén 1 trục bằng 320 kPa. Thí nghiệm nén 3 trục
không cố kết- không thoát nước đến phá hoại mẫu 3 với áp lực buồng bằng
200kPa.
a. Xác đònh các chỉ tiêu sức kháng cắt của đất (c’, ϕ’ và cu)
b. Xác đònh áp lực nước lỗ rỗng trong mẫu 2 và 3 ở thời điểm phá hoại
Gợi ý
+ Mẫu 2 và 3 được thí nghiệm trong điều kiện không thoát nước nên bò phá
hoại tại cùng độ lệch ứng suất.
c’=20.18 kPa
+ Phương trình quan hệ khi mẫu đất bò trượt
c’
ϕ’+
σ 1' f = σ 3' f .tg 2 (45o +
σ
ϕ'
2
) + 2c' tg (45o +
ϕ'
2
+ Góc trượt so với phương ứng suất chính nhỏ nhất
α tr =
π
4
+
ϕ'
2
)
ϕ’ = 180
cu = 160 kPa
u2f = -295.66 kPa
u3f = -95.66 kPa
15
5.4. SỨC CHỊU TẢI CỦA NỀN ĐẤT
SCT của nền thường được đề cập đến là SCT của đất nền dưới
móng nông. Từ phương thức tính toán ứng xử của đất trong quá trình
gánh đỡ một móng nông Ỵ phát triển tiến lên xây dựng các công
thức tính cho móng sâu hoặc ổn đònh của nền đất trong nhiều tình
huống khác.
Ứng xử chống cắt của đất phụ thuộc vào lòch sử chòu tải, vào quá
trình thoát nước Ỵ chia các phương pháp tính SCT của nền đất ra :
SCT tức thời với các đặc trưng chống cắt không thoát nước cu, ϕu phương pháp tính theo ƯS tổng
SCT với các đặc trưng chống cắt có thoát nước c’ và ϕ’ tương ứng
với nền đất đã lún ổn đònh do cố kết thấm - phương pháp tính theo
ƯS hữu hiệu.
5.4. SỨC CHỊU TẢI CỦA NỀN ĐẤT
5.4.1. Thí nghiệm bàn nén
Các giai đoạn làm việc của nền:
Giai đoạn 1 (Đoạn OA):
S - p gần như là tuyến tính, biến
dạng nén chặt
p=pIgh, xuất hiện biến dạng cục
bộ ở mép móng
Giai đoạn II (Đoạn AB):
p – S có tính phi tuyến rõ rệt
Vùng trượt cục bộ phát triển sâu và rộng trong nền ⇒ tạo thành mặt
trượt liên tục
p=pIIgh,móng bò lún mạnh,nền đất mất ổn đònh, pIIgh= pgh = pult
5.4. SỨC CHỊU TẢI CỦA NỀN ĐẤT
5.4. SỨC CHỊU TẢI CỦA NỀN ĐẤT
5.4.1. Thí nghiệm bàn nén
5.4.2. Tính toán SCT của nền đất dựa theo mức độ phát triển
của vùng biến dạng dẻo trong nền
Khi p ≤ pIgh, tải trọng an toàn, pat.
Khi pIgh < p ≤ pIIgh, tải trọng cho phép, pcp.
Khi p > pIIgh trọng phá hoại, pph
pult
Fs
Có nhiều phương pháp tính SCT như: Phương pháp hạn chế vùng
phát triển biến dạng dẻo; phương pháp dựa trên giả thiết mặt trượt
bên dưới đáy móng; phương pháp cân bằng giới hạn điểm trong
phạm vi nền đất ngay sát dưới đáy móng; phương pháp phần tử hữu
hạn với nhiều mô hình ứng xử của đất khác hơn Mohr – Coulomb
Tìm pult từ đó xác đònh tải trọng cho phép: pa =
Kết quả tính theo giả thiết nền là bán không gian đàn hồi biến
dạng tuyến tính. Nội dung chứng minh của phương pháp dựa trên
quy luật cân bằng dẻo Mohr – Coulomb nhằm hạn chế vùng biến
dạng dẻo trong phạm vi nền dưới đáy móng nông sao cho nền đất
còn ứng xử như một vật liệu đàn hồi để có thể ứng dụng các kết quả
lý thuyết đàn hồi vào tính toán các ƯS trong nền.
Áp dụng cho bài toán phẳng
16
5.4. SỨC CHỊU TẢI CỦA NỀN ĐẤT
5.4. SỨC CHỊU TẢI CỦA NỀN ĐẤT
5.4.2. Tính toán SCT của nền đất dựa theo mức độ phát triển
của vùng biến dạng dẻo trong nền
5.4.2. Tính toán SCT của nền đất dựa theo mức độ phát triển
của vùng biến dạng dẻo trong nền
a. Ứng suất tại điểm M:
a. Ứng suất tại điểm M:
Do tải trọng ngoài:
σ1*,3 =
p − γ.Df
.(2β ± sin 2β)
π
Do trọng lượng bản thân: chấp nhận giả thiết ứng suất do trọng
lượng bản thân gây ra trong nền bằng nhau theo mọi phương
bt
bt
σ1bt = σbt
3 = σ x = σ z = γ(Df + z)
Ứng suất chính tại diểm M: σ1,3 = p − γDf .(2β ± sin 2β) + γ(Df + z)
π
Bán kính R và tâm vòng tròn Mohr ƯS của điểm M (2β, z):
R=
σ1 − σ3 p − γDf
=
sin 2β
2
π
p − γD f
σ1 + σ 3
= γ (z + D f ) +
2β
2
π
R max khi sin2β = 1, tương ứng
với các điểm M chạy trên đường
tròn có đường kính là bề rộng đáy
móng. Các điểm này có ƯS tiếp lớn
nhất trong nền.
5.4. SỨC CHỊU TẢI CỦA NỀN ĐẤT
5.4. SỨC CHỊU TẢI CỦA NỀN ĐẤT
5.4.2. Tính toán SCT của nền đất dựa theo mức độ phát triển
của vùng biến dạng dẻo trong nền
5.4.2. Tính toán SCT của nền đất dựa theo mức độ phát triển
của vùng biến dạng dẻo trong nền
b. Điều kiện cân bằng giới hạn của điểm M :
b. Điều kiện cân bằng giới hạn của điểm M :
sin θmax
σ1 − σ3
= sin ϕ =
σ1 + σ3 + 2c. cot gϕ
⇒ z = f(2β) =
p − γ.Df sin 2β
c
.(
− 2β) −
− Df
πγ
sin ϕ
γ.tgϕ
Phương trình của đường biên vùng biến dạng dẻo trong nền
⇒ zmax =
p − γ.Df
π
c
(cot gϕ − + ϕ) −
− Df
πγ
2
γ.tgϕ
Phương trình xác đònh toạ độ điểm sâu nhất trong nền bò biến dạng
dẻo ứng với tải trọng p
⇒p=
πγ
π
cot gϕ − + ϕ
2
c
(zmax + Df + . cot gϕ) + γ.Df
γ
Puzưrievsky: zmax = 0
π
πc. cot gϕ
2
+
p = pat = γDf
π
π
cot gϕ + ϕ −
cot gϕ + ϕ −
2
2
cot gϕ + ϕ +
17
5.4. SỨC CHỊU TẢI CỦA NỀN ĐẤT
5.4. SỨC CHỊU TẢI CỦA NỀN ĐẤT
5.4.2. Tính toán SCT của nền đất dựa theo mức độ phát triển
của vùng biến dạng dẻo trong nền
5.4.2. Tính toán SCT của nền đất dựa theo mức độ phát triển
của vùng biến dạng dẻo trong nền
c. Công thức được sử dụng trong TCXD 45-78
c. Công thức được sử dụng trong TCXD 45-78
Khi biến dạng dẻo phát triển đến chiều sâu z ≤ 0.25b, thì nền đất
xem vẫn như làm việc trong giai đoạn biến dạng tuyến tính Ỵ cường độ
tiêu chuẩn Rtc
Với nền đất không đồng nhất, cường độ tiêu chuẩn của đất nền
được tính theo TCXD 45-70 và TCXD 45-78:
b
c
( + Df + . cot gϕ) + γ.Df
π
4
γ
cot gϕ − + ϕ
2
Rtc = A.b γ +B.Df γ’ + D.c
A=
0.25π
cot gϕ + ϕ −
B = 1+
π
2
Rtc = m.(A.b.γ + B.h.γ’ + D.c)
πγ
R tc = p( zmax =0.25b) =
π
cot gϕ + ϕ −
π
2
D=
π. cot gϕ
cot gϕ + ϕ −
Rtc = (m1.m2 / ktc).(A.b.γ + B.h.γ’ + D.c)
A, B,D – hệ số SCT, phụ thuộc ϕ của lớp đất ngay dưới đáy móng
c - lực dính đơn vò của lớp đất ngay dưới đáy móng
π
2
γ - dung trọng của lớp đất ngay dưới đáy móng
γ’ - dung trọng của các lớp đất phủ trên móng
5.4. SỨC CHỊU TẢI CỦA NỀN ĐẤT
5.4. SỨC CHỊU TẢI CỦA NỀN ĐẤT
5.4.3. PP tính SCT theo lý thuyết cân bằng giới hạn điểm
5.4.3. PP tính SCT theo lý thuyết cân bằng giới hạn điểm
Điều kiện để phân tố ở trạng thái cân bằng tónh hocï :
Giả thiết γ = 0 (lớp đất phủ trên móng không có trọng lượng)
δσ z δτ zx
+
=γ
δz
δx
δσ x δτ zx
+
=0
δx
δz
pult=pgh=γDfNq + cNc
(
sin ϕ =
(σ
(σ
'
z
'
z
− σ'x
)
Nc = Nq − 1 cot gϕ
Điều kiện cân bằng giới hạn của Mohr – Rankine:
2
a. Lời giải của Prandtl
)
2
+ 4τ 2zx
)
+ σ 'x + 2c'. cot gϕ'
2
⎛π ϕ ⎞
Nq = tg 2 ⎜ + ⎟ e(π tgϕ )
⎝ 4 2⎠
b. Lời giải của Socolovsky:
qult = 0.5Nγ γb + q.Nq + cNc
q – trọng lượng của lớp đất phủ trên đáy móng
Nγ, Nq, Nc –tra bảng theo ϕ của lớp đất ngay dưới đáy móng và
góc nghiêng tải trọng δ.
18
5.4. SỨC CHỊU TẢI CỦA NỀN ĐẤT
5.4. SỨC CHỊU TẢI CỦA NỀN ĐẤT
5.4.3. PP tính SCT theo lý thuyết cân bằng giới hạn điểm
c. Lời giải của Berezansev
5.4.3. PP tính SCT theo lý thuyết cân bằng giới hạn điểm
c. Lời giải của Meyerhoff
qult = 0.5Nγγb’. FγsFγdFγi + qNq.FqsFqdFqi + cNc .FcsFcdFci
pult = Ao γb. + Bo q+ Coc
Nγ, Nq, Nc – hệ số SCT của Vesic
q – trọng lượng của lớp đất phủ trên đáy móng
Ao, Bo, Co – tra bảng theo ϕ của lớp đất ngay dưới đáy móng
d. Lời giải của Terzaghi:
(
⎛π ϕ ⎞
Nq = tg 2 ⎜ + ⎟ e(π tgϕ )
⎝ 4 2⎠
)
Nc = Nq − 1 cot gϕ
Nγ = 2(Nq + 1)tgϕ
qult = 0.5Nγ γ b + qNq + cNc – móng băng
Fγs, Fqs, Fcs – các hệ số ảnh hưởng của hình dạng móng
qult = 0.4Nγ γ b + qNq + 1.3cNc – móng vuông
Fγd, Fqd, Fcd – các hệ số ảnh hưởng của độ sâu chôn móng
qult = 0.5Nγ γ b + qNq + cNc – móng tròn
q – trọng lượng của lớp đất phủ trên đáy móng
Nγ, Nq, Nc – tra bảng theo ϕ của lớp đất ngay dưới đáy móng
5.4. SỨC CHỊU TẢI CỦA NỀN ĐẤT
5.4. SỨC CHỊU TẢI CỦA NỀN ĐẤT
5.4.3. PP tính SCT theo lý thuyết cân bằng giới hạn điểm
c. Lời giải của Meyerhoff
b ' Nq
b'
b'
Fcs = 1+
Fqs = 1+ tanϕ
Fγ s = 1− 0.4
a ' Nc
'
a
a'
2 Df
Fγ d = 1
Fqd = 1+ 2tanϕ (1− sinϕ ) .
khi Df ≤ b
b
Df
2
Fqd = 1+ 2tanϕ (1− sinϕ ) arctan( ) khi Df > b
b
D
Fcd = 1+ 0.4 f
khi Df ≤ b
b
D
Fcd = 1+ 0.4arctan( f )
khi Df > b
b
2
2
δ
⎛ δ⎞
⎛
⎞
Fqi = Fci = ⎜ 1−
Fγ i = ⎜ 1− ⎟
⎟
⎝ 90 ⎠
⎝ ϕ⎠
Df
Khi móng chòu tải lệch tâm:
b’= b-2e
a’= a-2e
Fγi, Fqi, Fci – các hệ số ảnh hưởng của độ nghiêng của tải trọng tác
dụng lên móng
B
Prandtl
q=γh
q
q=γh
π/4+ϕ/2
π/4−ϕ/2
π/4−ϕ/2
π/4−ϕ/2
z
B
Berezanxev
q=γh
δ
b
π/4−ϕ/2
q
π/4
q=γh
π/4
π/2
π/2
π/4−ϕ/2
z
19
5.4. SỨC CHỊU TẢI CỦA NỀN ĐẤT
B
Terzaghi
q=γh
q
ϕ
π/4−ϕ/2
5.4. SỨC CHỊU TẢI CỦA NỀN ĐẤT
5.4.4. PP tính SCT theo giả thuyết mặt trượt quy đònh trước
q=γh
a. Mặt trượt phẳng: Khối đất trượt theo mặt phẳng ABỈBC
ϕ
π/4+ϕ/2
π/4−ϕ/2
π/4+ϕ/2
z
Sokolovski
B
B
q
δ
q=γh
q
q=γh
x
x
b
σ3 = q + γ tgα
2
ϕ⎞
⎛
α = ⎜ 45o + ⎟
2⎠
⎝
z
σ2 = σ3 .tg2α + 2c.tgα
Khối AFBE:
σ1 = σ2 .tg2α + 2ctgα
b
⎡
⎤
pult = σ 1 = σ 2 .tg 2α + 2c.tgα = ⎢(q + γ tgα ).tg 2α + 2c.tgα ⎥ tg 2α + 2c .tgα
2
⎣
⎦
b
pult = σ 1 = γ .tg 5α + 2c.(tgα + tg 3α ) + q.tg 4α
2
b
pult = γ Nγ + cNc + qNq
2
Nγ = tg 5α ; Nc = 2(tgα + tg 3α ); Nq = tg 4α
b. Mặt trượt tròn: áp dụng cho móng trên mái dốc hoặc khi phụ tải hông
ở hai bên móng chênh lệch nhau quá 25%, hoặc khi nền đất nhiều lớp
+ Xác đònh hệ số ổn đònh trượt ứng với các tâm trượt khác nhau
⎡ ∑ M giữ ⎤
ktr = ⎢
⎥ = f (pult )
⎢⎣ ∑ M gây trượt ⎥⎦
+ Tìm vò trí tâm trượt có ktr(min)
+ Giải phương trình
γh
ktr(min) = 1
để xác đònh sức chòu tải
s
cực hạn của nền đất
ktr(min)
R
a
B
pult
γh
R
s
s
s
z
s
Khối FCDB:
5.4.5. PP tính SCT theo giả thuyết mặt trượt quy đònh trước
s
s
a. Mặt trượt phẳng
s
5.4.4. PP tính SCT theo giả thuyết mặt trượt quy đònh trước
5.4. SỨC CHỊU TẢI CỦA NỀN ĐẤT
s
5.4. SỨC CHỊU TẢI CỦA NỀN ĐẤT
s
z
20
5.4. SỨC CHỊU TẢI CỦA NỀN ĐẤT
5.4. SỨC CHỊU TẢI CỦA NỀN ĐẤT
5.4.6. PP tính SCT theo lý thuyết đàn hồi:
5.4.8. PP tính SCT theo thí nghiệm CPT
Es s
qa =
b (1− μs2 )α
⎛ 1+ m 2 + 1⎞ ⎤
1 ⎡ ⎛ 1+ m 2 + m ⎞
α = ⎢ln ⎜
⎟ + m ln ⎜
⎟⎥
2
⎜ 1+ m 2 − 1⎟ ⎥
π ⎢ ⎜⎝ 1+ m − m ⎟⎠
⎝
⎠⎦
⎣
m = b /a
Es, μs, s: mun biến dạng, hệ số nở hông, độ lún cho phép của nền
đất
5.4.7. PP tính SCT theo thí nghiệm SPT:
⎛ S ⎞
qa = 19,16NSPT Fd ⎜
⎟ + γ tbDf
⎝ 2,54 ⎠
khi b ≤ 1,2m
2
⎛ 3,28b + 1⎞
⎛ S ⎞
qa = 11,98 ⎜
⎟ NSPT Fd ⎜ 2,54 ⎟ + γ tbDf khi b > 1,2m
⎝ 3,28b ⎠
⎝
⎠
Fd = 1+ 0,33 (Df / b ) ≤ 1,33
5.4. SỨC CHỊU TẢI CỦA NỀN ĐẤT
qc
+ γ tbDf khi b ≤ 1,22m
15
2
q ⎛ 3,28b + 1⎞
qa = c ⎜
+ γ tbDf khi b > 1,22m
25 ⎝ 3,28b ⎟⎠
qa =
5.4.9. PP tính SCT theo thí nghiệm bàn nén hiện trường
Thí nghiệm được tiến hành đến khi nền sụp đổ hoặc đến độ lún nhiều
hơn độ lún cho phép. Khi đó ta tải trọng tương ứng chính là sức chòu tải
giới hạn của nền ứng với kích thước bàn nén.
+ Đối với đất dính CKT, SCT cực hạn tức thời: qu(m ) = qu (bn )
+ Đối với đất cát CKT, SCT cực hạn: qu(m ) = qu(bn ) ( bm / bbn )
Khi đó độ lún tương ứng của móng là:
Đất dính : Sm = Sbn ( bm / bbn )
2
⎛ b ⎞ ⎛ 3,28bbn + 1⎞
Đất rời : Sm = Sbn ⎜ m ⎟ ⎜
⎟
⎝ bbn ⎠ ⎝ 3,28bm + 1 ⎠
2
5.4. SỨC CHỊU TẢI CỦA NỀN ĐẤT
5.4.4. SCT tức thời và SCT lâu dài
5.4.4. SCT tức thời và SCT lâu dài
a. SCT tức thời:
a. SCT lâu dài:
Theo mô hình cố kết của Terzaghi, ngay sau khi đặt tải p lên mặt
đáy móng, nước không thoát ra: u = σz Ỵ nền làm việc như mẫu đất
trong TN cắt không cố kết không thoát nước (UU). Sức chống cắt
không thoát nước: qu = su =2cu
Sau khi áp lực nước lỗ rỗng phân tán hết, ứng xử của nền đất
giỗng mẫu đất trong TN cắt cố kết – thoát nước (CD) Ỵ khi tính toàn
SCT sử dụng góc ma sát ϕ’, lực dính c’, dung trọng đẩy nổi γ’
SCT tức thời có thể tính theo các công thức tính pult với ϕ = 0,
c=cu
Theo công thức của Terzaghi
b và Peck:
b
pult = 5.7cu (1+ 0.3 ) + γ Df = 2.85qu (1+ 0.3 ) + γ Df
a
a
Với FS =3, bỏ qua ảnh hưởng củab chiều sâu chôn móng :
pult = 0.95(1+ 0.3 )qu = (0.95 ÷ 1.25)qu
a
Khi tính toán SCT lâu dài phải lưu ý đến vò trí MNN:
MNN nằm trên đáy móng
MNN nằm ở độ sâu từ Df
đến Df + btg(π/4+ ϕ/2)
MNN nằm ở độ sâu lớn
hơn Df + btg(π/4+ ϕ/2)
21
5.4. SỨC CHỊU TẢI CỦA NỀN ĐẤT
5.5. ỔN ĐỊNH MÁI DỐC
b
Nhận xét:
SCT của đất gồm 3 thành phần:
Ma sát của khối nền dưới móng: 0.5Nγ γ b
Phụ tải hông: q.Nq
Df
5.5.1. Các dạng mặt trượt mái dốc thường gặp
p
γhm
Mặt trượt sườn
b'=b-2e
Lực dính: c.Nc
Khi móng chòu tải lệch tâm thì thay b bằng bề rộng hữu hiệu b’
Mặt trượt sườn
Mặt trượt chân
Mặt trượt sâu
nh hưởng của lực dính đến SCT là rất lớn (đặc biệt là SCT tức thời)
cho nên việc xác đònh, chọn lựa giá trò từ thí nghiệm là rất quan trọng
SCT tức thời không phụ thuộc vào bề rộng móng
Với đất hạt thô SCT tức thời bằng SCT lâu dài
Nq
ϕ
Terzaghi
Mặt trượt chân
Nγ
TN Môhình
Terzaghi
TN Môhình
30
22
23
20
23
40
80
400
130
170Ỉ210
5.5. ỔN ĐỊNH MÁI DỐC
5.5.2. Ổn đònh mái dốc
Mái dốc đồng nhất
Mặt trượt sâu
5.5. ỔN ĐỊNH MÁI DỐC
5.5.2. Ổn đònh mái dốc
⎡ ∑ M giữ ⎤
k min = ⎢
⎥ ≥ [k ]
⎣⎢ ∑ M gây trượt ⎦⎥ min
Mái dốc không đồng nhất
⎡ ∑ M giữ ⎤
k min = ⎢
≥ [k ]
⎥
⎢⎣ ∑ M gây trượt ⎥⎦ min
.R + W .l
Mgiữ = s.AD
2 2
Mtrượt = W1.l1
s: sức chống cắt
dọc theo mặt trượt, xem như không đổi
Theo Fellenius:
Bỏ qua nội lực
giữa các trụ đất
αi
k min =
⎡
bi
∑ ⎢c '. cos α
⎣
i
i
⎤
⎛
ub ⎞
+ ⎜Wi .cos αi − i i ⎟ . tanϕi '⎥
cos αi ⎠
⎝
⎦
∑ sinαi .Wi
22
5.5. ỔN ĐỊNH MÁI DỐC
5.5. ỔN ĐỊNH MÁI DỐC
5.5.3. Các giả thiết tính tóan ổn đònh mái dốc
5.5.2. Ổn đònh mái dốc
23
