Tiêu chuẩn quốc gia TCVN 11820-4-1:2020 về Công trình cảng biển - Yêu cầu thiết kế - Phần 4-1: Nền móng

• Số hiệu: TCVN11820-4-1:2020
• Loại văn bản: Tiêu chuẩn Việt Nam
• Nơi ban hành: ***
• Người ký: ***
• Ngày ban hành: Năm 2020

Với:	Fd = γF. Frep	(1a)
	Frep = ψ . Fk	(1b)

trong đó:

F_d là giá trị thiết kế của tải trọng;

F_rep là giá trị đại diện của tải trọng;

F_k là giá trị đặc trưng của tải trọng;

γ_F là hệ số thành phần tải trọng;

ψ là hệ số tổ hợp.

3) Giá trị thích hợp của ψ phải được lấy theo TCVN 11820-1:2017, TCVN 11820-2:2017.

4) Phải sử dụng hệ số thành phần γ_F cho các trường hợp dài hạn và ngắn hạn đưa ra trong các điều A.2.1 (EQU); A.3.1 (STR / GEO); A.4.1 (UPL) và A.5 (HYD) trong Phụ lục A cho biểu thức (1a).

CHÚ THÍCH: Các giá trị được kiến nghị trong Phụ lục A chỉ dẫn về mức an toàn thích hợp đối với thiết kế thông thường.

...

...

...

6) Khi xem xét áp lực nước ngầm đối với trạng thái giới hạn có hậu quả nghiêm trọng (thường là trạng thái giới hạn cực hạn), giá trị thiết kế phải biểu thị cho giá trị bất lợi nhất có thể xảy ra trong tuổi thọ thiết kế của kết cấu. Các trạng thái giới hạn với hậu quả ít nghiêm trọng hơn (thường là trạng thái giới hạn khả năng sử dụng bình thường), giá trị thiết kế là giá trị bất lợi nhất có thể xảy ra trong điều kiện bình thường.

7) Trong một số trường hợp áp lực nước cực trị có thể được coi là tải trọng đặc biệt.

8) Giá trị thiết kế của áp lực nước ngầm được suy ra bằng cách áp dụng các hệ số thành phần đối với áp lực nước đặc trưng hoặc áp dụng dự trữ an toàn đối với mực nước đặc trưng theo điều 4-4 và 4.5.3, 1) của tiêu chuẩn này.

9) Các yếu tố tác động đến áp lực nước sau đây cần được xem xét:

- Cao độ mực nước tự do (mực nước mặt) hoặc mực nước ngầm;

- Ảnh hưởng có lợi hoặc bất lợi của việc thoát nước một cách tự nhiên hay nhân tạo, trong đó có kể đến việc bảo trì trong tương lai;

- Sự bổ sung nước do mưa, lũ lụt, hư hỏng hệ thống nước hoặc những nguồn khác;

10) Nên xem xét mực nước bất lợi có thể xảy ra do thay đổi lưu vực và giảm tiêu thoát nước do bị chặn dòng hoặc những nguyên nhân khác.

11) Trừ khi chứng tỏ được sự phù hợp của hệ thống thoát nước và công tác bảo trì được đảm bảo, mực nước ngầm thiết kế nên được lấy theo mực nước cao nhất có thể xảy ra, tức là ở bề mặt đất.

...

...

...

1) Giá trị thiết kế của các thông số địa kỹ thuật (X_d) hoặc phải được suy ra từ những giá trị đặc trưng theo biểu thức dưới đây:

X_d = X_k /γ_M

(2)

trong đó:

X_d là giá trị thiết kế của thông số địa kỹ thuật;

X_k là giá trị đặc trưng của thông số địa kỹ thuật;

γ_M là hệ số thành phần của thông số nền đất.

Hoặc phải được xác định trực tiếp.

2) Hệ số thành phần γ_M cho các trường hợp dài hạn và ngắn hạn được đưa ra trong các điều A.2.2 (EQU); A.3.2 (STR/GEO) và A.4.2 (UPL) trong Phụ lục A cho biểu thức (2).

...

...

...

3) Nếu giá trị thiết kế của các thông số địa kỹ thuật được xác định trực tiếp, giá trị của hệ số thành phần kiến nghị trong Phụ lục A được sử dụng như là một hướng dẫn để đạt được mức độ an toàn cần thiết.

4.6.3  Giá trị thiết kế của số liệu hình học

1) Các hệ số thành phần cho tải trọng và vật liệu (γ_F và γ_M ) đã xét đến những thay đổi nhỏ về số liệu hình học, trong trường hợp như vậy, không yêu cầu thêm về dự trữ an toàn đối với số liệu hình học.

2) Trong những trường hợp sai lệch về số liệu hình học có ảnh hưởng đáng kể đối với độ tin cậy của kết cấu, giá trị thiết kế của số liệu hình học (a_d) phải được xác định trực tiếp hoặc được suy ra từ giá trị danh định bằng biểu thức sau:

a_d = a_nom ± Δa

(3)

trong đó:

a_d là giá trị thiết kế của số liệu hình học (m);

a_nom là giá trị danh định của số liệu hình học (m);

...

...

...

Với giá trị của Δa được cho như sau:

a) Trường hợp móng chịu tải trọng có độ lệch tâm lớn

Trừ khi có sự chú ý đặc biệt trong quá trình thi công, dung sai cần được giới hạn ở giá trị 0,1 m.

b) Bề mặt nền đất

- Giá trị thiết kế về đặc trưng hình học của vật liệu được chắn giữ phải kể đến sự thay đổi so với thực tế ngoài hiện trường. Giá trị thiết kế cũng phải xét đến những khả năng đào đất hoặc xói lở ở mặt trước của kết cấu tường chắn.

- Trong tính toán trạng thái giới hạn cực hạn trong đó độ ổn định của tường chắn phụ thuộc vào sức kháng của đất nền ở phía trước kết cấu, cao độ của đất chống đỡ nên thấp hơn cao độ dự kiến danh định một lượng Δa. Giá trị Δa được lựa chọn trên cơ sở mức độ kiểm soát cao độ ngoài hiện trường. Với mức độ kiểm tra thông thường, có thể áp dụng:

+ Với tường dạng công-xôn, Δa bằng 10 % chiều cao tường phía trên cao độ đào, tối đa là 0,5 m;

+ Với tường có chống đỡ, Δa bằng 10 % của khoảng cách giữa điểm chống thấp nhất và cao độ đào, tối đa là 0,5 m.

- Có thể sử dụng giá trị nhỏ hơn của Δa, có thể đến 0, khi quy định kiểm tra chính xác cao độ bề mặt trong suốt gia đoạn thi công.

...

...

...

4.6.4  Giá trị thiết kế của đặc tính kết cấu

Đặc trưng cường độ thiết kế của các vật liệu kết cấu và sức kháng thiết kế của các phần từ kết cấu phải được tính toán theo TCVN 11820-3:2019 và các tiêu chuẩn về thiết kế kết cấu bê tông và thép.

4.7  Trạng thái giới hạn cực hạn

4.7.1  Quy định chung

1) Khi thích hợp phải kiểm tra các trạng thái giới hạn dưới đây không được vượt quá:

- Mất cân bằng của kết cấu hoặc đất nền khi xem chúng như một vật thể cứng, trong đó cường độ của vật liệu kết cấu và đất nền là đóng vai trò không đáng kể trong việc tạo ra sức kháng (EQU):

- Sự phá hoại bên trong hoặc biến dạng quá mức của kết cấu hoặc các phần tử kết cấu, ví dụ như móng nông, cọc hoặc vách tầng hầm, trong đó cường độ của vật liệu kết cấu đóng vai trò đáng kể trong việc tạo ra sức kháng (STR);

- Sự phá hoại hoặc biến dạng quá mức của đất nền, trong đó cường độ của đất hoặc đá đóng vai trò đáng kể trong việc tạo ra sức bền (GEO);

- Mất cân bằng của kết cấu hoặc đất nền do sự đẩy lên của áp lực nước (đẩy nổi) hoặc những tác động khác theo phương thẳng đứng (UPL);

...

...

...

CHÚ THÍCH: Trạng thái giới hạn GEO thường có vai trò quyết định đối với việc xác định kích thước các phần tử kết cấu móng hoặc tường chắn và đôi khi đối với độ bền của phần tử kết cấu.

2) Hệ số thành phần cho các trường hợp dài hạn và ngắn hạn phải được xác định theo Phụ lục A.

3) Giá trị hệ số thành phần của các tải trọng hay ảnh hưởng của các tải trọng trong các trường hợp sự cố thường lấy bằng 1,0. Các giá trị hệ số thành phần của cường độ và sức kháng vật liệu đất nền được sử dụng trong các trường hợp sự cố lấy bằng căn bậc hai của các giá trị đã cho đối với các trường hợp dài hạn và ngắn hạn đã cho trong Phụ lục A.

4) Các giá trị của các hệ số thành phần được sử dụng trong các trường hợp rủi ro phi tiêu chuẩn hay các điều kiện đất nền và tải trọng bất thường hay đặc biệt khó khăn không được cung cấp trong Phụ lục A, nên được thỏa thuận với khách hàng và các cơ quan có liên quan, khi thích hợp, cho trường hợp cụ thể.

5) Dựa trên đánh giá mức độ hậu quả để xác định giá trị giảm của các hệ số thành phần được sử dụng trong các trường hợp đặc biệt đối với công trình tạm thời hay các trường hợp thiết kế cho thời hạn ngắn. Do các giá trị này không được cung cấp trong Phụ lục A, nên trong từng trường hợp cụ thể nên thỏa thuận với chủ đầu tư và các cơ quan có liên quan.

6) Khi các giá trị thiết kế của sức kháng (R_d), hoặc giá trị thiết kế của hiệu quả của ảnh hưởng (E_d), hệ số mô hình (γ_R;d) hoặc (γ_s;d) có thể được đưa vào để bảo đảm cho các kết quả từ mô hình thiết kế là chính xác hoặc có sai số thiên về an toàn. Các giá trị hệ số mô hình đối với sức kháng và ảnh hưởng và các ảnh hưởng của tải trọng lấy theo điều A.6.1 đến A.6.3 trong Phụ lục A.

4.7.2 Kiểm tra cân bằng tĩnh học

1) Khi xem xét trạng thái giới hạn cân bằng tĩnh học hoặc chuyển vị tổng thể của kết cấu hoặc đất nền (EQU), phải kiểm tra:

...

...

...

(4)

Với:

E_dst;d = E {γ_F F_rep ; X_k / γ_M ; a_d }_dst

(4a)

Và:

E_stb;d = E {γ_F F_rep ; X_k / γ_M ; a_d }_stb

(4b)

trong đó:

E_dst;d là giá trị thiết kế của tải trọng hữu hiệu gây mất ổn định;

...

...

...

T_d là giá trị thiết kế của tổng sức kháng cắt;

F_rep là giá trị đại diện của tải trọng;

γ_F là hệ số thành phần tải trọng;

X_k là giá trị đặc trưng của thông số địa kỹ thuật;

γ_M là hệ số thành phần của thông số nền đất;

a_d là giá trị thiết kế của số liệu hình học.

2) Các giá trị của các hệ số thành phần được sử dụng trong các trường hợp dài hạn và ngắn hạn của trạng thái giới hạn EQU lấy bằng các giá trị đã cho tại điều A.2 trong Phụ lục A.

CHÚ THÍCH: Cân bằng tĩnh học EQU có liên quan chủ yếu đến thiết kế kết cấu. Trong thiết kế địa kỹ thuật, sự kiểm tra EQU được giới hạn với những trường hợp ít gặp, như móng cứng đặt trên đá, và về nguyên tắc, khác với ổn định tổng thể hoặc bài toán đẩy nổi. Chúng sẽ ít quan trọng nếu sức kháng cắt T_d được kể đến.

4.7.3  Kiểm tra sức kháng đối với trạng thái giới hạn của đất nền và kết cấu trong trường hợp dài hạn và ngắn hạn

...

...

...

Khi xem xét trạng thái giới hạn về phá hoại hoặc biến dạng quá mức của phần tử kết cấu hoặc mặt cắt nền (STR và GEO), cần phải kiểm tra:

E_d ≤ R_d

(5)

trong đó:

E_d là giá trị thiết kế của tải trọng hữu hiệu;

R_d là giá trị thiết kế của sức kháng đối với một tải trọng.

2) Tải trọng thiết kế

(1) Hệ số thành phần của các tải trọng có thể áp dụng cho chính các tải trọng đó (F_rep) hoặc cho các ảnh hưởng của chúng (E):

Ed = E {γ_F F_rep; X_k / γ_M; a_d}

...

...

...

Hoặc:

E_d = γ_E E {F_rep ; X_k / γ_M ; a_d}

(6b)

Trong đó:

E_d là giá trị thiết kế của tải trọng hữu hiệu;

F_rep là giá trị đại diện của tải trọng;

γ_F là hệ số thành phần tải trọng;

γ_E là hệ số thành phần tải trọng hữu hiệu;

X_k là giá trị đặc trưng của thông số địa kỹ thuật;

...

...

...

a_d là giá trị thiết kế của số liệu hình học.

(2) Trong một số trường hợp thiết kế, việc áp dụng các hệ số thành phần đối với các tác động xuất phát từ đất hoặc thông qua đất (như áp lực đất hoặc áp lực nước) có thể dẫn đến giá trị thiết kế không hợp lý hoặc thậm chí phi lý về mặt vật lý. Trong các trường hợp như vậy, có thể áp dụng trực tiếp các hệ số cho ảnh hưởng của tác động thu được từ giá trị đại diện của tải trọng.

(3) Giá trị của các hệ số thành phần được sử dụng trong các biểu thức (6a) và (6b) để xác định các ảnh hưởng thiết kế đối với các trạng thái giới hạn STR và GEO: Sử dụng các giá trị đã cho trong điều A.3 của Phụ lục A.

3) Sức kháng thiết kế

(1) Có thể áp dụng hệ số thành phần hoặc cho các đặc trưng của đất nền (X) hoặc cho sức kháng (R) hoặc cho cả hai như dưới đây:

R_d = R {γ_F F_rep; X_k/γ_M; a_d)

(7a)

Hoặc:

...

...

...

(7b)

Hoặc:

R_d = R {γ_F F_rep; X_k/γ_M; a_d} / γ_R

(7c)

trong đó:

R_d là giá trị thiết kế của sức kháng đối với một tải trọng;

F_rep là giá trị đại diện của tải trọng;

γ_F là hệ số thành phần tải trọng;

...

...

...

γ_M là hệ số thành phần của thông số nền đất;

a_d là giá trị thiết kế của số liệu hình học;

γ_R là hệ số thành phần sức kháng.

CHÚ THÍCH: Trong trình tự thiết kế trong đó áp dụng hệ số ảnh hưởng của tải trọng, hệ số thành phần tải trọng γ_F = 1,0.

(2) Giá trị của các hệ số thành phần được sử dụng trong các biểu thức (7a), (7b) và (7c) để xác định sức kháng thiết kế trong các trạng thái giới hạn STR và GEO: Sử dụng các giá trị đã cho trong các bảng A.3.3.1, A.3.3.2, A.3.3.4, A.3.3.5 của Phụ lục A.

4) Cách tiếp cận thiết kế

(1) Quy định chung

Cách áp dụng biểu thức (6) và (7) phải được quyết định bằng cách tiếp cận thiết kế sau đây.

CHÚ THÍCH: Hệ số thành phần trong Phụ lục A để sử dụng cho biểu thức (6) và (7) được tập hợp thành nhóm kí hiệu A (cho tải trọng hoặc ảnh hưởng của tải trọng), M (cho thông số của đất), R (cho sức kháng của đất).

...

...

...

- Ngoài việc thiết kế cọc chịu tải trọng dọc trục, phải kiểm tra trạng thái giới hạn phá hủy hoặc biến dạng quá mức sẽ không xảy ra với mỗi tổ hợp khi áp dụng các tổ hợp hệ số thành phần như dưới đây;

Tổ hợp 1: A1 “+” M1 “+” R1

Tổ hợp 2: A2 “+” M2 “+” R1

trong đó:

Dấu “+”có ý nghĩa “được tổ hợp với”;

A1 là tải trọng kết cấu;

A2 là tải trọng địa kỹ thuật;

M1 là thông số của đất cho trạng thái giới hạn kết cấu STR;

M2 là thông số của đất cho trạng thái giới hạn địa kỹ thuật GEO;

...

...

...

CHÚ THÍCH: Trong các tổ hợp 1 và 2, các hệ số thành phần được áp dụng cho các tải trọng và các thông số cường độ của đất nền.

- Đối với thiết kế cọc chịu tải trọng dọc trục, phải kiểm tra trạng thái giới hạn phá hủy hoặc biến dạng quá mức sẽ không xảy ra với mỗi tổ hợp khi áp dụng các tổ hợp hệ số thành phần như dưới đây:

Tổ hợp 1: A1 “+” M1 “+” R1

Tổ hợp 2: A2 “+” (M1 hoặc M2) “+” R4

CHÚ THÍCH 1: Trong tổ hợp 1, hệ số thành phần được áp dụng cho các tải trọng và thông số cường độ của đất nền. Trong tổ hợp 2, hệ số thành phần được áp dụng cho các tải trọng, sức kháng của đất và đôi khi cho các thông số cường độ của đất.

CHÚ THÍCH 2: Trong tổ hợp 2, tập hợp M1 được sử dụng để tinh sức kháng của cọc, tập hợp M2 để tính toán các tải trọng bất lợi lên cọc ví dụ như ma sát âm hoặc tải trọng ngang.

- Nếu rõ ràng một trong hai tổ hợp đóng vai trò chi phối trong thiết kế thì không cần thiết phải tính toán cho tổ hợp còn lại. Tuy vậy, những tổ hợp khác nhau có thể có tính quyết định đối với những mặt khác nhau trong cùng một thiết kế.

4.7.4  Trình tự kiểm tra và hệ số thành phần đối với đẩy nổi

1) Việc kiểm tra đẩy nổi (UPL) phải được thực hiện bằng cách kiểm tra giá trị thiết kế của tổ hợp tải trọng thẳng đứng thường xuyên và tạm thời (V_dst,d) gây mất ổn định là nhỏ hơn hoặc bằng với tổng giá trị thiết kế của tải trọng thẳng đứng thường xuyên (G_stb,d) giữ ổn định và của giá trị thiết kế của sức kháng phụ thêm do đẩy nổi (R_d):

...

...

...

(8)

trong đó:

V_dst,d = G_dst;d + Q_dst;d;

V_dst,d là giá trị thiết kế của tải trọng theo phương thẳng đứng gây mất ổn định đối với một kết cấu;

G_stb;d là giá trị thiết kế của tải trọng theo phương thẳng đứng thường xuyên giữ ổn định đối với kiểm tra đẩy nổi;

G_dst;d là giá trị thiết kế của tải trọng thường xuyên gây mất ổn định đối với kiểm tra đẩy nổi;

Q_dst;d là giá trị thiết kế của tải trọng theo phương thẳng đứng tạm thời gây mất ổn định với kiểm tra đẩy nổi;

R_d là giá trị thiết kế của sức kháng phụ thêm do đẩy nổi.

2) Sức kháng phụ thêm chống đẩy nổi cũng có thể được xem như tải trọng theo phương thẳng đứng thường xuyên (G_stb,d) giữ ổn định.

...

...

...

4.7.5  Kiểm tra sức kháng đối với phá hoại do dòng thấm của nước trong đất gây trồi nền

1) Khi xem xét trạng thái giới hạn phá hoại đối với dòng thấm của nước trong đất gây trồi nền (HYD), phải kiểm tra đối với mỗi trụ đất có liên quan, giá trị thiết kế của tổng áp lực nước lỗ rỗng gây mất ổn định (u_dst,d) ở đáy trụ, hoặc giá trị thiết kế của lực thấm (S_dst,d) trong trụ là nhỏ hơn hoặc bằng tổng ứng suất theo phương thẳng đứng giữ ổn định (σ_stb;d) tại đáy trụ, hay trọng lượng đẩy nổi (G'_stb,d) của trụ đó:

U_dst;d ≤ σ_stb;d

(9a)

S_dst;d < G’_stb;b

(9b)

trong đó:

U_dst;d là giá trị thiết kế của áp lực nước lỗ rỗng tổng gây mất ổn định;

G’_stb;b là giá trị thiết kế của tải trọng theo phương thẳng đứng thường xuyên giữ ổn định đối với kiểm tra trồi nền;

...

...

...

σ_stb;d là giá trị thiết kế ứng suất tổng theo phương thẳng đứng giữ ổn định.

2) Các hệ số thành phần của U_dst;d, σ_stb;d, S_dst,d và G’_stb;b trong các trường hợp dài hạn và ngắn hạn đã cho trong điều A.5 của Phụ lục A cần sử dụng trong các biểu thức (9a) và (9b).

4.8  Trạng thái giới hạn khả năng sử dụng

1) Việc kiểm tra trạng thái giới hạn khả năng sử dụng trong đất nền hoặc trong mặt cắt, phần tử hoặc liên kết kết cấu phải yêu cầu:

E_d ≤ C_d

(10)

trong đó:

E_d là giá trị thiết kế của tải trọng hữu hiệu;

C_d là giá trị thiết kế giới hạn khả năng sử dụng có liên quan.

...

...

...

2) Giá trị của các hệ số thành phần cho trạng thái giới hạn khả năng sử dụng được lấy bằng 1,0.

3) Giá trị đặc trưng cần được điều chỉnh phù hợp nếu có thể xảy ra sự thay đổi tính chất của đất, ví dụ đo hạ mực nước ngầm hoặc tháo khô nước, mà có thể xảy ra trong tuổi thọ công trình.

4) Có thể kiểm chứng rằng một phần đủ nhỏ độ bền của nền được huy động để giữ cho biến dạng nằm trong giới hạn yêu cầu sử dụng, với điều kiện cách tiếp cận đơn giản này được giới hạn cho các trường hợp thiết kế, trong đó:

- Không yêu cầu một giá trị biến dạng để kiểm tra trạng thái giới hạn khả năng sử dụng;

- Có kinh nghiệm so sánh với những loại nền, kết cấu và phương pháp áp dụng tương tự.

5) Giá trị giới hạn cho một biến dạng cụ thể là giá trị mà tại đó một trạng thái giới hạn khả năng sử dụng, như vết nứt quá mức hoặc cửa bị kẹt (ví dụ cửa âu, ụ...), được cho là sẽ xảy ra ở kết cấu chống đỡ. Giá trị giới hạn này phải được phê duyệt trong khi thiết kế kết cấu chống đỡ.

4.9  Giá trị giới hạn về chuyển vị của móng

1) Trong thiết kế móng, phải xác định giá trị chuyển vị giới hạn của móng.

CHÚ THÍCH: Chuyển vị cho phép của móng được quy định cho từng loại kết cấu cụ thể.

...

...

...

3) Việc lựa chọn các giá trị thiết kế cho chuyển vị và biến dạng giới hạn phải xét đến:

- Độ tin cậy trong việc xác định giá trị chuyển vị chấp nhận được;

- Sự xuất hiện và tốc độ chuyển vị của đất nền;

- Loại kết cấu;

- Loại vật liệu xây dựng;

- Loại móng;

- Loại đất nền;

- Kiểu biến dạng;

- Mục đích sử dụng dự kiến của kết cấu;

...

...

...

4) Các tính toán độ lún lệch phải kể đến:

- Sự xuất hiện và tốc độ lún và chuyển vị của đất nền;

- Thay đổi ngẫu nhiên và có hệ thống các đặc tính của đất nền;

- Sự phân bố tải trọng;

- Phương pháp thi công (bao gồm trình tự chất tải);

- Độ cứng của kết cấu trong và sau khi thi công.

4.10  Đất

4.10.1  Quy định chung

Thiết kế nền móng thường bao gồm phân tích ứng suất hữu hiệu, mặc dù, trong một số trường hợp, phân tích ứng suất tổng có thể phù hợp hoặc cần thiết cho việc thiết kế nền móng trên đất hạt mịn. Xác định tính chất đất là một phần của quá trình khảo sát hiện trường nhưng có thể được bổ sung từ dữ liệu được phân tích ngược từ nền móng tương đương trong điều kiện mặt đất tương tự.

...

...

...

4.10.2  Đất hạt thô

Nền đất hạt thô chứa hơn 50 % trọng lượng của đất là các loại có kích thước ≥ 0,08 mm và không dính vào nhau khi ướt. Đất hạt thô không đúc mẫu được.

1) Khi xây dựng các giá trị của thông số nền đất hạt thô, cần xem xét các nội dung sau:

- Các nội dung đã trình bày trong trong điều 4.3, 5) của tiêu chuẩn này;

- Sự suy yếu của đất có thể sụt trượt phía trên mực nước ngầm, do sự thẩm thấu hoặc dâng mực nước ngầm;

- Xáo trộn lớp trầm tích chặt do các phương pháp thi công không phù hợp;

- Sự xuất hiện của vật liệu yếu hơn.

2) Đối với sỏi và cát silic, góc kháng cắt hữu hiệu của thể tích không đổi đặc trưng (còn gọi là trạng thái tới hạn) (φ’_cv,k), trong trường hợp không có kết quả kiểm tra đáng tin cậy, có thể được ước tính từ:

φ’_cv,k = 30° + φ’_ang + φ’_PSD

...

...

...

trong đó:

φ’_ang là phần đóng góp từ góc cạnh của hạt cho φ’_cv,k, (°);

φ’_PSD là phần đóng góp từ phân bố kích thước hạt của đất cho φ’_cv,k,(°);

Giá trị của φ’_ang và φ’_PSD được cho trong Bảng 1.

3) Đối với sỏi và cát silic có hàm lượng hạt mịn nhỏ hơn 15%, giá trị đặc trưng đỉnh của góc kháng cắt hữu hiệu (φ’_pk,k) có thể được ước tính từ:

φ’_pk,k = φ’_cv,k + φ’_dil

(12)

trong đó:

φ’_dil là phần đóng góp từ sự trương nở của đất cho φ’_pk,k, (°);

...

...

...

4) Giá trị của φ’_dil cũng có thể được tính từ:

φ’_dil = nl_R = n[l_D x ln(σ_c/σ’_f) - 1]

(13)

trong đó:

n là 3 đối với biến dạng ba trục hoặc 5 đối với biến dạng phẳng;

I_R là chỉ số độ trương nở tương đối của đất;

I_D là độ chặt tương đối của đất;

σc là ứng suất nén vỡ tổng hợp;

σ’_f là ứng suất hữu hiệu trung bình trong đất ở cường độ đỉnh.

...

...

...

CHÚ THÍCH 2: Nhiều vấn đề địa kỹ thuật có thể được đơn giản hóa thành dạng bài toán hai chiều trong đó móng hoặc kết cấu dài đáng kể so với các kích thước khác. Do đó, nhiều vấn đề ổn định liên quan đến khối đắp và mái dốc, tường chắn và móng đơn thường được phân tích bằng cách giả thiết điều kiện biến dạng phẳng trong đó không có biến dạng xảy ra theo hướng kích thước dài của móng hoặc kết cấu.

5) Giá trị của σ_c có thể được lấy là 20 MPa đối với cát thạch anh, nhưng có thể lấy giá trị lớn hơn nhiều đối với trầm tích thạch anh và nhỏ hơn nhiều đối với cát cacbonat.

6) Nếu hàm lượng hạt mịn của đất hạt thô vượt quá 25 %, thì φ_dil nên được coi là bằng 0, trừ khi thí nghiệm đạt được giá trị khác. Đối với các loại đất hạt thô có hàm lượng hạt mịn từ 15 % đến 25 %, φ_dil có thể được xác định bằng nội suy tuyến tính.

7) Nếu là ma trận cắt (tức là hạt mịn) được kiểm soát, thì φ’_ang phải được coi là bằng 0, trừ khi thí nghiệm đạt được giá trị khác. Đối với đất hạt thô có hàm lượng hạt mịn từ 15 % đến 25 %, φ’_ang có thể được xác định bằng nội suy tuyến tính.

8) Góc đặc trưng của sức kháng cắt (φ’_k) đối với đất hạt thô có hàm lượng mịn vượt quá 25 % phải được xác định như đối với đất mịn (xem điều 4.10.3 của tiêu chuẩn này).

Bàng 1 - Giá trị của φ’_ang, φ’_PSD và φ’_dil, để có được các giá trị của φ’_pk,k và φ’_cv,k đối với sỏi và cát silic có hàm lượng hạt mịn không vượt quá 15%

Tính chất của đất

Xác định từ

Tiêu chí

...

...

...

Góc cạnh của hạt

Mô tả trực quan của đất

Hơi tròn đến tròn

φ’_ang = 0°

Gần như có thành góc đến hơi tròn

φ’_ang = 2°

Nhiều góc cạnh đến góc cạnh

φ’_ang = 4

Hệ số đồng nhất, C_u

...

...

...

C_u < 2

φ’_PSD = 0°

2 ≤ C_u < 6

φ’_PSD = 2°

C_u ≥ 6

φ’_PSD = 4°

C_u cao (trong đó C_u của hạt mịn < 2)

φ’_PSD = 0°

C_u cao (trong đó C_u của hạt mịn: 2 ≤ C_u < 6)

...

...

...

Độ chặt tương đối, l_D

Số búa từ thí nghiệm SPT, được hiệu chỉnh để đánh giá năng lượng và áp lực do chất tải trên (N₁)₆₀

l_D = 0%

φ’_dil = 0°

I_D = 25%

φ’_dil = 0°

I_D = 50%

φ’_dil = 3°

I_D = 75%

...

...

...

I_D = 100%

φ’_dil = 9°

4.10.3  Đất hạt mịn

Đất hạt mịn chứa hơn 50 % trọng lượng của đất là các loại có kích thước < 0,08 mm và dính lại với nhau khi ướt. Đất hạt mịn có thể đúc được mẫu.

Đất hạt mịn có chỉ số dẻo lớn hơn 20 % thể hiện các góc kháng cắt thấp hơn đáng kể so với quan sát ở trạng thái tới hạn, nếu các hạt của chúng hoàn toàn thẳng hàng với nhau. Hiện tượng này được gọi là “cắt do trượt” để phân biệt với loại “cắt do lăn” được quan sát thấy ở các loại đất khác (bao gồm cả đất hạt thô và đất hạt mịn có chỉ số dẻo nhỏ hơn 20 %). Góc kháng cắt thể hiện trong quá trình cắt trượt được gọi là “góc kháng cắt dư”.

1) Khi thiết lập giá trị của các thông số cho đất hạt mịn, ít nhất nên xem xét các nội dung sau:

- Các nội dung đã trình bày trong trong điều 4.3, 5) của tiêu chuẩn này;

- Bề mặt trượt có trước;

- Tính hút nước;

...

...

...

2) Trong trường hợp không có dữ liệu thí nghiệm đáng tin cậy, cường độ cắt không thoát nước đặc trưng của đất mịn (C_u,k) có thể được ước tính từ:

C_u,k/p’_v = k₁(R_o)^k2 = k₁[p’_v,max /p’_v]^k2

(14)

trong đó:

p’_v là áp lực chất tải bên trên hữu hiệu;

p’_v,max là áp lực chất tải bên trên hữu hiệu tối đa mà đất trước đây phải chịu;

R_o là tỷ số quá cố kết của đất;

k₁ và k₂ là các hằng số.

CHÚ THÍCH: Tỷ lệ c_u/p’_v thưởng thay đổi theo độ sâu (không phải là hằng số).

...

...

...

4) Khi xác định cường độ không thoát nước đặc trưng của đất hạt mịn có cường độ cao, phải dự trữ do:

- Tác động bất lợi của bất kỳ thành phần cát hoặc bùn có chứa nước ngầm tự do;

- Ảnh hưởng của lấy mẫu;

- Ảnh hưởng của phương pháp thí nghiệm;

- Có khả năng hóa mềm do đào.

5) Đối với đất hạt mịn, góc kháng cắt hữu hiệu của thể tích không đổi đặc trưng (còn gọi là trạng thái tới hạn) (φ’_cv,k), trong trường hợp không có kết quả kiểm tra đáng tin cậy, được ước tính từ:

φ’_cv,k = (42° -12,5log₁₀l_P) với 5% ≤ I_P ≤ 100%

(15)

trong đó:

...

...

...

CHÚ THÍCH: Giá trị của φ’_cv,k dựa trên biểu thức này được đưa ra trong Bảng 2.

Bảng 2 - Giá trị của φ’_cv,k đối với đất hạt mịn tương ứng với chỉ số dẻo

Chỉ số dẻo, I_p

Góc kháng cắt của thể tích đặc trưng không đổi, φ’_cv,k

%

Độ (°)

15

27

30

...

...

...

50

21

80

18

CHÚ THÍCH: Giá trị của φ’_cv vượt quá 40° đã được quan sát đối với các loại đất hạt mịn được phân loại độ dẻo cao nhưng có dấu hiệu bị xáo trộn với sinh vật hoặc có thành phần của các vi hóa thạch.

6) Lực dính hữu hiệu của thể tích đặc trưng không đổi (c’_cv,k) nên được lấy bằng không.

7) Góc kháng cắt hữu hiệu đỉnh (φ’_pk) có thể liên quan đến góc kháng cắt hữu hiệu của thể tích không đổi (φ’_cv) theo biểu thức:

φ’_pk = φ’_cv + φ’_dil

(16)

...

...

...

φ’_cv là góc kháng cắt thể tích không đổi của đất, (°);

φ’_dil là sự đóng góp cho φ’_pk từ sự trương nở của đất, (°).

CHÚ THÍCH 1: Giá trị của φ’_dil đối với đất hạt mịn không giống với đất hạt thô. Đối với đất hạt mịn, thường nằm trong khoảng 0° + 4°. Người thiết kế có thể chọn φ’_dil = 0.

CHÚ THÍCH 2: Giá trị của φ’_dil được biết là tăng với tỷ lệ cố kết vượt quá của đất hạt mịn và lớn hơn hoặc bằng không.

8) Khi đất hạt mịn có thể chịu được “cắt do trượt”, thông thường chỉ khi bề mặt trượt đã có trước trong lòng đất nền, thì góc kháng cắt làm việc của giá trị còn lại của đất hạt mịn ((φ’_res):

φ’_res ≤ φ’_cv ≤ φ’_pk

(17)

trong đó:

φ’_cv là góc kháng cắt thể tích không đổi của đất, (°);

...

...

...

5  Áp lực đất

5.1  Quy định chung

Áp lực đất tác động lên kết cấu phải tính toán tương ứng với các điều kiện khác nhau như các tính chất của đất cát (hạt thô) và đất dính (hạt mịn), các trạng thái chủ động và bị động của áp lực đất do phương thức dịch chuyển của kết cấu, trạng thái thường xuyên hoặc động đất.

5.2  Áp lực đất trong trạng thái thường xuyên

5.2.1  Áp lực đất của đất cát (hạt thô)

1) Áp lực đất của đất cát tác động lên tường mặt sau của kết cấu và góc mặt trượt được tính theo các biểu thức sau:

Áp lực đất chủ động và góc mặt phá hoại:

(18)

...

...

...

(19)

Trong đó:

- Áp lực đất bị động và góc mặt phá hoại:

(20)

(21)

Trong đó:

...

...

...

p_ai, p_pi là tương ứng là áp lực đất chủ động và bị động, tác động lên mặt sau của tường tại cao trình đáy của lớp đất thứ i (kN/m^2);

ɸ_i là góc ma sát trong của lớp đất thứ i (°);

γ_j là trọng lượng đơn vị của lớp đất thứ i (kN/m^3);

h_j là chiều dày của lớp đất thứ i (m);

K_ai, K_pi là tương ứng là hệ số của áp lực đất chủ động và bị động, trong lớp đất thứ i;

ψ là góc nghiêng của mặt sau tường tính từ đường thẳng đứng (°);

β là góc của bề mặt đất đắp phía sau tính từ đường nằm ngang (°);

δ là góc ma sát giữa vật liệu đắp phía sau và mặt sau tường (góc ma sát ngoài) (°);

ζ_i là góc của mặt phá hoại của lớp đất thứ i (°);

...

...

...

2) Áp lực đất trong các trạng thái thường xuyên dựa trên lý thuyết áp lực đất của Coulomb.

3) Áp lực đất ở trạng thái tĩnh có thể được thể hiện theo biểu thức (22) khi chuyển vị của tường là nhỏ:

(22)

trong đó:

K_o là hệ số áp lực đất ở trạng thái tĩnh.

4) Hệ số áp lực đất ở trạng thái tĩnh:

Để xác định chính xác K_o có thể sử dụng các thí nghiệm hiện trường như điều 6.2.2.3.4 của TCVN 11820-2:2017.

Thực tế để xác định K_o thường áp dụng các quan hệ thực nghiệm cùng với các đặc trưng của đất, biểu thức Mayne và Kulhawy (1982) áp dụng được khi mặt đất nằm ngang:

...

...

...

(23)

trong đó:

Φ’ là góc ma sát có hiệu của đất, (°);

OCR là tỷ lệ quá cố kết của đất.

Đối với các tường trọng lực mà đất đắp phía sau là cát và có đế móng nằm trên đá gốc, Duncan và cộng sự (1990) kiến nghị K_o = 0,45 đối với đất đắp được đầm chặt và K_o = 0,55 đối với đất đắp không được đầm chặt.

5) Góc ma sát trong của đất

Góc ma sát trong của đất đắp thường có một giá trị bằng 30°. Trường hợp đặc biệt tốt, lấy bằng 40°. Có thể sử dụng kết quả thí nghiệm đất và/hoặc đánh giá góc ma sát trong của đất bằng biểu thức thực nghiệm tin cậy.

6) Góc ma sát giữa vật liệu đắp và mặt sau tường (góc ma sát ngoài)

Góc ma sát giữa vật liệu và mặt sau tường thường có giá trị bằng ± 15 ÷ 20°. Nó có thể ước tính bằng một nửa góc ma sát trong của đất đắp.

...

...

...

Trọng lượng đơn vị của đất thường có giá trị 18 kN/m^3 với đất không bão hoà như loại đất ở trên mực nước dư, và 10 kN/m^3 với đất bão hoà ở dưới mực nước đó.

8) Biểu thức tính toán tổng lực áp lực đất

(24)

Thành phần nằm ngang và thẳng đứng của áp lực đất tổng hợp được tính theo biểu thức (24) và (25).

P_ih = P_icos (ψ + δ)

(25)

P_iv = P_isin (ψ + δ)

(26)

...

...

...

P_ih là thành phần nằm ngang của áp lực đất tổng hợp;

P_iv là thành phần thẳng đứng của áp lực đất tổng hợp.

Hình 1 - Sơ đồ áp lực đất tác động lên tường chắn đất

5.2.2  Áp lực đất của đất dính (hạt mịn)

1) Áp lực đất của đất hạt mịn tác động lên mặt sau tường của kết cấu thường được tính theo các biểu thức sau:

- Áp lực đất chủ động:

(27)

...

...

...

(28)

trong đó:

p_ai là áp lực đất chủ động tác động lên cao độ đáy của lớp đất thứ i (kN /m^2);

p_pi là áp lực đất bị động tác động lên cao độ đáy của lớp đất thứ i (kN/m^2);

γ_j là trọng lượng đơn vị của lớp đất thứ i (kN/m^3);

h_j là chiều dày của lớp đất thứ i (m);

ω là chất tải phân bố đều trên bề mặt đất (kN/m^2);

c_u là lực dính của đất trong lớp thứ i (kN/m^2).

...

...

...

3) Áp lực đất chủ động tính theo biểu thức (27). Nếu giá trị lực âm, thì lấy bằng không cho đến chiều sâu khi áp lực đất dương.

4) Áp lực đất ở trạng thái tĩnh tính toán như đối với đất cát (hạt thô).

5) Lực dính của đất:

Lực dính của đất nên được xác định bằng một phương pháp thích hợp. Ví dụ biểu thức (29) nên được sử dụng khi dùng các thí nghiệm nén không thoát nước:

(29)

Trong đó:

q_u là cường độ chịu cắt không thoát nước (kN/m^2).

6) Trường hợp đất dính (hạt mịn), lực dính giữa đất đắp và mặt sau tường được bỏ qua.

...

...

...

5.3  Áp lực đất trong động đất

5.3.1  Áp lực đất của đất cát (hạt thô) trong động đất

1) Áp lực đất chủ động và góc của mặt phẳng phá hoại so với mặt ngang:

(30)

(31)

Trong đó:

...

...

...

(32)

(33)

Trong đó:

Các ký hiệu giống như trong các biểu thức từ (18) đến (21). Riêng hệ số θ được xác định:

θ: góc động đất tổ hợp (°) tính theo biểu thức sau:

(a) θ = tan^-1k (bên trên mức nước dư);

...

...

...

k: hệ số động đất;

k’: hệ số động đất biểu kiến.

3) Hệ số động đất biểu kiến được lấy phù hợp với điều 5.3.3 của tiêu chuẩn này.

4) Áp lực đất trong động đất được căn cứ vào các lý thuyết do Mononobe (1917) và Okabe (1927) kiến nghị.

5) Góc ma sát giữa vật liệu đắp và mặt sau tường (góc ma sát ngoài) thường có giá trị bằng ±15° và thấp hơn. Nó có thể ước tính bằng một nửa góc ma sát trong của vật liệu đắp.

6) Áp lực đất phía dưới mực nước dư

Thông thường, áp lực đất phân bố phía trên và phía dưới mực nước dư được xác định bằng cách sử dụng hệ số động đất trong không khí và hệ số động đất biểu kiến nêu tương ứng trong điều 5.3.3 của tiêu chuẩn này. Góc động đất tổ hợp k được dùng cho đất bên trên mực nước dư, và k’ được dùng cho đất bên dưới mực nước dư.

7) Hệ số áp lực đất và góc của mặt phá hoại có thể nhận được từ đồ thị trong Hình 2.

8) Lý thuyết áp lực đất giả thiết đất và nước trong lỗ rỗng là tích hợp với nhau. Do đó các biểu thức nói trên không thể áp dụng cho đất hoá lỏng. Đối với đất hoá lỏng, cần đánh giá ổn định động của đất và công trình cẩn thận bằng phân tích ứng suất hữu hiệu động hoặc thí nghiệm mô hình.

...

...

...

Hình 2 - Hệ số áp lực đất và góc phá hoại

5.3.2  Áp lực đất của đất dính (hạt mịn) trong động đất

Áp lực đất của đất dính (hạt mịn) tác động lên mặt sau tường của kết cấu trong động đất được tính:

1) Áp lực đất chủ động:

Áp lực đất chủ động phải được tính bằng một biểu thức áp lực đất thích hợp trong đó có xét đến hệ số động đất để cho độ ổn định kết cấu được duy trì trong trận động đất. Nói chung, áp lực đất chủ động và góc trượt được xác định theo các biểu thức (34) và (35):

(34)

(35)

...

...

...

p_a

là áp lực đất chủ động (kN/m^2);

γ_j

là trọng lượng đơn vị của đất (kN/m^3);

h_j

là chiều dày của lớp đất (m);

ω

là chất tải trên diện tích bề mặt ngang (kN/m^2);

...

...

...

là lực dính của đất (kN/m^2);

θ

là góc động đất tổ hợp (°) (θ = tan^-1k hoặc θ = tan^-1k );

k

là hệ số động đất;

k’

là hệ số động đất biểu kiến;

ζ_a

là góc của mặt trượt (°).

...

...

...

Áp lực đất bị động phải tính bằng một biểu thức áp lực đất thích hợp để bảo đảm độ ổn định kết cấu trong động đất.

Hiện có nhiều yếu tố chưa biết liên quan đến phương pháp xác định áp lực đất bị động của đất dính (hạt mịn) trong động đất. Tuy nhiên, có thể sử dụng áp lực đất bị động của đất dính (hạt mịn) trong trạng thái thường xuyên theo biểu thức (27) để tính áp lực đất bị động trong động đất.

3) Hệ số động đất biểu kiến nên được dùng để tính áp lực đất của đất dính (hạt mịn) cho tới đáy biển trong động đất. Hệ số động đất biểu kiến có thể lấy bằng 0 khi tính áp lực đất ở độ sâu 10m tính từ đáy biển hoặc sâu hơn. Áp lực đất giữa hai độ sâu ấy được xác định bằng cách giả định áp lực đất phân bố tuyến tính giữa chúng. Nếu áp lực đất tại độ sâu 10m dưới đáy biển nhỏ hơn áp lực đất tại đáy biển, phải áp dụng áp lực đất tại đáy biển.

5.3.3  Hệ số động đất biểu kiến

1) Khi tính áp lực đất tác động bên dưới mực nước dư trong động đất theo các phương pháp cho trong điều 5.2.1 và 5.2.2 của tiêu chuẩn này, cần sử dụng hệ số động đất biểu kiến xác định bởi biểu thức sau:

(36)

Trong đó:

k’ là hệ số động đất biểu kiến;

...

...

...

h_i là chiều dày của lớp đất thứ i bên trên mực nước dư (m);

γ_sat,j là trọng lượng đơn vị (trong không khí) của lớp đất thứ j bão hoà (kN/m^3);

h_j là chiều dày của lớp đất thứ j bên trên lớp mà áp lực đất tính như bên dưới mực nước dư (m);

ω là chất tải trên một đơn vị diện tích mặt đất (kN/m^2);

γ_sat là trọng lượng đơn vị (trong không khí) của lớp đất bão hoà (kN/m^3);

h là chiều dày của lớp đất mà áp lực đất được tính như bên dưới mực nước dư (m);

k là hệ số động đất.

2) Hiện tại, biểu thức (36) nói chung được dùng để tính áp lực đất trong động đất, cũng như có thể sử dụng đối với vật liệu đắp nhẹ và các loại vật liệu mới khác và được coi là phương pháp hợp lý nhất.

3) Với giả định rằng, trong động đất, hạt đất và nước chuyển động một cách tích hợp trong đất nằm ở dưới mực nước thì lực tác động do chuyển động của đất bằng tích của trọng lượng đất bão hòa với hệ số động đất. Hơn nữa, do đất nằm dưới mực nước chịu đẩy nổi, nên lực thẳng đứng tác động lên đất là trọng lượng đẩy nổi của nó. Do đó, trong động đất, lực tác động lên đất nằm ở dưới mực nước là khác với của đất trong không khí. Do vậy, khi tính toán áp lực đất trong động đất đối với đất trong không khí, có thể sử dụng như với đất dưới nước bằng cách áp dụng hệ số động đất biểu kiến được rút ra từ góc động đất tổng hợp.

...

...

...

Hình 3 - Các ký hiệu cho động đất biểu kiến

6  Độ lún của móng

6.1  Ứng suất trong khối đất

1) Ứng suất xuất hiện trong một khối đất do tải trọng tác động lên móng sẽ được tính toán bằng cách giả sử rằng khối đất là một vật thể đàn hồi. Tuy nhiên đối với tải trọng phân bố đều, ứng suất trong một khối đất có thể tính bằng cách đơn giản là giả thiết ứng suất phân bố tuyến tính theo độ sâu.

2) Lời giải đàn hồi của Boussinesq thường được sử dụng trong tính toán sự phân bố ứng suất trong một khối đất. Lời giải của Boussinesq dựa trên trường hợp là một tải trọng đứng tập trung tác động lên bề mặt của một vật thể bán không gian đàn hồi tuyến tính và đẳng hướng. Lời giải này dựa vào nguyên lý cộng tác dụng, người ta có thể tính được phân bố ứng suất trong khối đất khi một tải trọng tuyến tính hoặc một tải trọng phân bố không gian tác động lên bề mặt đất nền. Thêm vào lời giải đàn hồi này, phương pháp của Koegler trong đó giả thiết ứng suất phân bố tuyến tính theo chiều sâu có thể được sử dụng để tính ứng suất trong khối đất khi một dải tải trọng hoặc một tải trọng hình chữ nhật tác động lên nền.

6.2  Lún tức thời

1) Lún tức thời có thể tính theo lý thuyết đàn hồi bằng cách sử dụng giá trị thích hợp của mô đun đàn hồi của đất.

2) Lún tức thời, không giống như lún cố kết mà sẽ được mô tả sau, gây ra bởi biến dạng cắt và xuất hiện khi chịu tải trọng. Lún tức thời của nền đất cát (hạt thô) có thể được xem như là tổng độ lún vì không có lún cố kết thường xuyên. Mặt khác, lún tức thời của nền đất dính (hạt mịn) thì gây ra bởi lún do biến dạng cắt không thoát nước và do sự chuyển dịch ngang, do chảy dẻo. Trong trường hợp nền sét yếu, đôi khi có thể bỏ qua lún tức thời trong thiết kế vì nó nhỏ hơn rất nhiều so với lún cố kết.

...

...

...

6.3  Lún cố kết

1) Lún của móng gây ra bởi sự cố kết của đất nền phải được kiểm tra theo các quy trình được nêu trong 6.2.2.2 của TCVN 11820-2:2017. Các tham số thiết kế của nền đất phải được xác định bằng cách sử dụng một phương pháp phù hợp dựa trên kết quả của thí nghiệm cố kết.

2) Việc tính toán độ lún do cố kết có thể được thực hiện dựa trên kết quả của thí nghiệm cố kết trên các mẫu đất dính (hạt mịn) nguyên dạng. Độ lún cố kết cuối cùng là mức độ lún khi cố kết gây ra bởi một tải trọng đã tác động xong, được xác định bởi các đặc điểm chịu nén của nền đất và có thể được ước tính trực tiếp từ kết quả của thí nghiệm cố kết. cần phải tính toán những thay đổi của độ lún theo thời gian cho đến khi độ lún cố kết cuối cùng của một móng dựa trên lý thuyết cố kết.

3) Các phương pháp tính toán độ lún cố kết cuối cùng của móng.

Độ lún cố kết cuối cùng của móng có thể được tính bằng các biểu thức sau như đã nêu trong 6.2.2.2 của TCVN 11820-2:2017.

(1) Khi sử dụng đường cong e-logp

(37)

Trong đó:

...

...

...

H là chiều dày lớp (m);

Δe là mức thay đổi hệ số lỗ rỗng đối với gia số áp lực Δp;

e_o là hệ số lỗ rỗng ban đầu.

(2) Khi tính từ C_c

Việc áp dụng phương pháp này bị giới hạn cho các trường hợp cố kết thông thường:

(38)

trong đó:

S là độ lún cố kết cuối cùng do gia số áp lực Δp (m);

...

...

...

C_c là hệ số nén lún;

e_o là hệ số lỗ rỗng ban đầu;

P_o là áp lực chất tải thêm (kN/m^2);

Δp là gia số áp lực (kN/m^2).

(3) Khi tính từ m_v

Việc áp dụng phương pháp này bị giới hạn cho các trường hợp trong đó gia số áp lực cố kết đủ nhỏ để m_v có thể được coi là hằng số:

S = m_vΔph

()

trong đó:

...

...

...

m_v là hệ số nén thể tích khi tải trọng cố kết là ( m^2/kN);

P_o là áp lực chất tải thêm (kN/m^2);

Δp là gia số áp lực (kN/m^2);

h là chiều dày lớp (m).

4) Phương pháp tính mối quan hệ thời gian - độ lún

Tốc độ lún cố kết được tính từ mối quan hệ giữa độ cố kết trung bình u và hệ số thời gian T tính từ lý thuyết cố kết của Terzaghi, trong đó sự tiêu tán áp lực nước lỗ rỗng vượt quá được thể hiện như một phương trình vi phân từng phân loại dẫn nhiệt. Có thể tính độ lún s(t) tại thời gian t từ độ cố kết trung bình U(t) bằng biểu thức sau:

s(t) = SU(t)

(40)

Có thể sử dụng phương pháp phân tích phần tử hữu hạn với mô hình đàn hồi - nhớt - dẻo đối với đất dính (hạt mịn) để phân tích chính xác độ lún cố kết có xét đến tính không đồng nhất trong các đặc tính cố kết của đất nền, ảnh hưởng của trọng lượng bản thân của lớp đất dính (hạt mịn) và những thay đổi theo thời gian của tải trọng cố kết.

...

...

...

Khi tính độ lún cố kết cuối cùng, lớp đất hạt mịn thường được chia thành nhiều lớp nhỏ như trong Hình 4 vì áp lực cố kết và hệ số nén thể tích mv thay đổi theo chiều sâu. Với phương pháp m_v, độ lún cố kết cuối cùng có thể được tính bằng biểu thức (41):

(41)

Trong đó:

S₀: độ lún cố kết cuối cùng (m);

Aσ_z: gia số áp lực cố kết ở tâm lớp đất bên dưới (kN/m^2);

m_v: hệ số nén thể tích đối với áp lực cố kết tại tâm từng lớp đất bên dưới, bằng:  (m^2/kN) ở đây σ_zo là áp lực bên trên hữu hiệu tại tâm của lớp đất bên dưới trước lúc cố kết;

Δh: chiều dày một lớp đất phụ trong lớp cố kết (m).

...

...

...

Vì m_v và Δσ_z thường giảm theo độ sâu, nên độ nén của mỗi lớp đất bên dưới trở nên nhỏ hơn khi độ sâu tăng lên. Độ dày của lớp đất bên dưới Δh thường là 3 m + 5 m. cần chú ý là lún cố kết của đất dính (hạt mịn) mềm yếu sẽ được đánh giá không đúng mức khi lấy Δh quá lớn, bởi vì giá trị m_v của lớp đất mặt là rất lớn và nó ảnh hưởng lớn đến tổng lún.

Gia số của áp lực cố kết Δσ_z được tính tại trọng tâm của mỗi lớp đất bên dưới sử dụng sự phân bố ứng suất đứng theo độ sâu, được mô tả trong điều 6.1 của tiêu chuẩn này. Đại lượng Δσ_z là gia số của ứng suất đứng do tải trọng. Đối với đất tự nhiên, người ta thường giả thiết là cố kết do áp lực chất bên trên đã kết thúc hoàn toàn.

Mặc dù sự phân bố của phần lực nền tại đáy móng không giống như của tải trọng tác động do độ cứng của móng, móng cứng thì lún đều và sự phân bố ứng suất của đất nền tại độ sâu nhất định trở nên không thích hợp với sự phân bố phần lực này bên dưới đáy móng.

6) Hệ số cố kết thẳng đứng c_v và hệ số cố kết ngang c_n

Khi nước lỗ rỗng của đất nền chảy theo chiều đứng trong quá trình cố kết, thì hệ số cố kết theo chiều đứng c_v được sử dụng. Nhưng khi lắp đặt hệ thống thoát nước đứng, thì nước thoát của đất nền chủ yếu theo hướng ngang và hệ số cố kết theo chiều ngang c_h sẽ được sử dụng. Giá trị của c_h thu được từ các thí nghiệm trên sét gấp từ 1,0 đến 2,0 lần giá trị của c_v. Tuy nhiên, trong thiết kế c_h ≈ c_v được chấp nhận khi xem xét sự giảm của c_h do sự xáo trộn trong quá trình lắp đặt hệ thống thoát nước đứng, các thuộc tính cố kết không đồng đều của đất nền và các yếu tố khác nữa.

7) Hệ số cố kết c_v của đất sét quá cố kết.

Hệ số cố kết của sét trong trạng thái quá cố kết thường lớn hơn trong trạng thái cố kết bình thường. Khi sét dường như đã trong trạng thái quá cố kết một cách rõ ràng, giá trị của c_v sử dụng cho thiết kế nên lấy giá trị ở áp lực cố kết trung bình giữa áp lực hữu hiệu bên trên hiện tại và áp lực cuối cùng sau cố kết. Tuy nhiên, không chỉ đơn giản là tính c_v tại áp lực cố kết trung bình, mà tốt hơn là nên xác định giá trị trung bình có tải của c_v khi xem xét độ lún dựa trên đồ thị e-logp thu được từ các thí nghiệm cố kết.

8) Tốc độ lún cố kết của đất nền không đồng nhất

Khi đất nền chứa các lớp khác nhau với các giá trị c_v khác nhau, tốc độ lún cố kết được phân tích sử dụng phương pháp độ dày tương đương hoặc phân tích số như phương pháp sai phân hữu hạn hoặc phương pháp phần tử hữu hạn. Phương pháp độ dày tương đương được sử dụng như là một phương pháp đơn giản hoá, nhưng đôi khi sinh ra những sai số nghiêm trọng. Khi đất nền không đồng nhất trên một phạm vi lớn hoặc khi yêu cầu tính toán chính xác, thì nên sử dụng phương pháp phần tử hữu hạn.

...

...

...

Hình dạng của đường cong lún-thời gian trong các thí nghiệm cố kết lâu dài trên đất dính (hạt mịn) phù hợp với lý thuyết cố kết của Terzaghi cho đến khi mức độ cố kết vào khoảng 80%. Khi quá trình cố kết vượt qua mức này, độ lún tăng tuyến tính với lôgarít của thời gian. Điều này là do cố kết thứ cấp xuất hiện cùng với các thuộc tính phụ thuộc thời gian của cốt đất dưới tải trọng cố kết, bên cạnh với, cố kết sơ cấp mà gây ra lún cùng với sự tiêu tan áp lực nước lỗ rỗng vượt quá trong đất dính (hạt mịn) do tải trọng cố kết

Lún do cố kết thứ cấp đặc biệt đáng kể đối với than bùn và các loại đất hữu cơ khác. Trong lớp sét bồi tích thông thường, áp lực cố kết do tải trọng gây ra thường lớn hơn gấp nhiều lần ứng suất uốn cố kết của đất nền. Trong những điều kiện như vậy, lún do cố kết thứ cấp nhỏ hơn do cố kết sơ cấp, và không quan trọng lắm trong thiết kế. Nhưng khi áp lực cố kết tác động lên đất nền do tải trọng không vượt quá ứng suất uốn cố kết, thì lún do cố kết thứ cáp có xu hướng kéo dài, ngay cả khi lún do cố kết thứ cấp có thể là nhỏ. Trong trường hợp này, lún cố kết thứ cấp phải được đánh giá đầy đủ trong thiết kế

Độ lún do cố kết thứ cấp thường được tính bằng biểu thức sau:

(42)

trong đó:

S_s là độ lún do cố kết thứ cấp (m);

C_a là hệ số nén thứ cấp;

t là thời gian (d);

...

...

...

h là chiều dày của lớp sét (m).

Hệ số nén thứ cấp tính từ các thí nghiệm cố kết thông thường. Nó cũng có thể được ước tính từ mối quan hệ giữa C_a và chỉ số nén C_c và thường được thể hiện bằng biểu thức sau:

C_a = (0,03 + 0,05) x C_c (43)

(43)

6.4  Chuyển vị ngang

1) Đối với tường kè hoặc bến tường đứng được xây trên nền đất yếu, cần phải có các biện pháp đối phó khi sự chuyển vị ngang do biến dạng cắt của đất có ảnh hưởng bất lợi đến kết cấu.

2) Đối với tường kè hoặc bến tường đứng trên đất yếu, đôi khi cần thiết phải đánh giá sự chuyển vị ngang gây ra bởi biến dạng cắt của đất. Chuyển vị ngang có hai dạng: Dạng thứ nhất là sự chuyển vị cùng với lún xảy ra tức thời sau khi chịu tải; Dạng thứ hai là sự chuyển vị xảy ra từ từ theo thời gian sau đó. Nếu một tải trọng tương đối nhỏ hơn sức chịu tải giới hạn của đất nền, thì sự chuyển vị ngang cùng với lún tức thời có thể tính trước bằng cách giả thiết đất là một vật thể đàn hồi

3) Một vấn đề thường gặp với đất yếu là trường hợp mà hệ số điều chỉnh của toàn bộ đất nền được lấy tương đối thấp vào khoảng 1,3, và sự chuyển vị ngang xảy ra là một sự kết hợp của cố kết và biến dạng dư do ứng suất cắt của đất nền. Để dự báo xem loại chuyển vị ngang này có xảy ra hay không, một phương pháp thực tiễn dựa trên các kinh nghiệm đã được đề xuất. Một chương trình máy tính của phương pháp phần tử hữu hạn áp dụng cho các mô hình đàn hồi dẻo hoặc đàn hồi dẻo nhớt cho đất sét đã được sử dụng nhằm dự báo diễn biến của lún và sự chuyển vị ngang theo thời gian một cách chi tiết. Phương pháp thích hợp của việc tính toán nên được chọn có xét đến tầm quan trọng của kết cấu chịu chuyển vị ngang.

6.5  Độ lún không đều

...

...

...

2) Phương pháp đơn giản hoá đã được đề xuất cho việc tính toán lún không đều trong vùng đất tôn tạo trong khu vực cảng. Đất tôn tạo được phân thành bốn loại:

(1) Đất rất không đồng nhất;

(2) Đất không đồng nhất;

(3) Đất đồng nhất;

(4) Đất rất đồng nhất.

Hình 5 chỉ ra tỷ lệ lún không đều trung bình của mỗi loại nền. Tỷ lệ lún không đều tức là tỷ lệ chênh lệch độ lún trung bình xây ra giữa hai điểm bất kỳ so với tổng độ lún. Ví dụ, do tỷ lệ lún không đều trung bình đối với hai điểm cách xa nhau 50m trong nền loại (2) là 0,11 khi độ lún x cm xảy ra từ một thời gian tham chiếu nhất định thì độ lún không đều trung bình xảy ra ở khoảng cách 50m có thể bằng 0,11x. Khi áp dụng phương pháp này cho các vấn đề thực tế thì nên sửa giá trị thời gian và chiều sâu tham chiếu của nền trong Hình 5 theo độ lún.

Hình 5 - Mối quan hệ giữa khoảng cách và tỷ lệ lún không đều của đất tôn tạo

7  Móng nông

...

...

...

Tùy thuộc vào các điều kiện thiết kế tại vị trí xây dựng cụ thể, sử dụng phương pháp các hệ số thành phần được trình bày trong phần này hoặc phương pháp hệ số sức kháng và hệ số tải trọng được trình bày trong Phụ lục B để thiết kế cho móng nông.

7.2  Tải trọng và trường hợp thiết kế

Thiết kế các móng nông bê tông đặt trực tiếp lên nền đất nên tính đến độ lệch tâm cho phép trong các tiêu chuẩn về thi công kết cấu bê tông tương ứng.

7.3  Các xem xét trong thiết kế

7.3.1  Quy định chung

1) Thiết kế các móng nông cần xem xét:

- Thay đổi trong điều kiện nước ngầm;

- Sự ổn định lâu dài;

- Các đất sét nhạy cảm, cát rời chứa nước và đất thay đổi cấu trúc khi chịu tải;

...

...

...

- Trong các loại đất có cường độ thấp đặc biệt, khả năng phá hoại các dịch vụ và thoát nước do sự di chuyển tương đối giữa móng và nền đất khi chúng được chống đỡ từng phần trên mỗi móng;

- Cách bố trí và thiết kế ống và ống dịch vụ và các hào để cho phép bảo trì trong tương lai mà không cần phải phá vỡ nền móng;

- Tiềm năng cho các dịch vụ ngầm, như thoát nước và đường ống dẫn nước, bị hư hại do co ngót và trương nở của đất sét.

2) Cần tham khảo ý kiến của chuyên gia khi đất sét nhạy cảm và cát rời chứa nước và đất thay đổi cấu trúc khi chịu tài được dự kiến.

3) Bất cứ khi nào có thể, trọng tâm của diện tích móng hoặc nhóm móng phải được đặt trực tiếp bên dưới trọng tâm của tải trọng đặt. Khi điều này là không thể, các ảnh hưởng trên kết cấu do nghiêng và lún móng cần được xem xét.

4) Trường hợp móng được chống đỡ bởi một số nền riêng biệt, chúng cần càng xa càng tốt, được đặt đối xứng để chênh lún nhỏ nhất.

7.3.2  Chiều sâu móng

Móng nông của công trình phải được xây dựng ở độ sâu nơi các dịch chuyển của nền đất dự kiến sẽ không cản trở sự ổn định hoặc khả năng sử dụng của bất kỳ phần nào của công trình, khi xem xét đến loại đất và ảnh hưởng của thảm thực vật và cây cối trên mặt đất.

7.4  Mô hình tính toán

...

...

...

7.4.1.1  Quy định chung

Thiết kế móng nông từ các thông số nền đất phải phù hợp với nội dung sau:

1) Nên sử dụng phương pháp giải tích đã được thừa nhận trình bày ở phần này.

2) Phải được xem xét đánh giá các giá trị thường xuyên và tạm thời của R_d bằng phương pháp giải tích, đặc biệt đối với đất hạt mịn.

3) Đối với đất và khối đá ở dưới móng có biểu hiện cấu trúc phân lớp hoặc đứt đoạn rõ rệt, việc giả định cơ chế đứt gãy, lựa chọn sức kháng cắt và các thông số biến dạng phải xét đến các đặc tính cấu trúc của nền.

4) Khi tính toán sức chịu tài thiết kế của móng đặt trên nền nhiều lớp, các đặc tính có thể thay đổi mạnh từ lớp này sang lớp khác, giá trị thiết kế của các thông số nền đất phải được xác định cho mỗi lớp đất.

5) Ở nơi lớp cứng nằm dưới lớp yếu, sức chịu tải được tính toán bằng sử dụng các thông số sức kháng cắt của lớp yếu. Đối với tình huống ngược lại, cần kiểm tra sự phá hoại do chọc thủng.

6) Phương pháp giải tích thường không áp dụng được cho các trường hợp thiết kế như: mô tả trong các điều 7.4.1.1, 3). 7.4.1.1, 4) và 7.4.1.1, 5) của tiêu chuẩn này. Nên áp dụng phương pháp số để xác định cơ chế phá hoại bất lợi nhất.

7) Có thể áp dụng các tính toán ổn định tổng thể được mô tả trong điều 10. của tiêu chuẩn này.

...

...

...

CHÚ DẪN:

H: lực ngang tác dụng trên móng, (kN);

V: lực đứng tác dụng trên móng, (kN);

α: độ nghiêng mặt dưới của đế móng so với phương ngang;

D: chiều sâu mặt dưới của móng, (m);

q: áp lực lớp bên trên hoặc gia tải tại cao độ đáy móng, (kPa);

γ: trọng lượng đơn vị của đất bên dưới cao độ móng, (kN/m^3);

B: bề rộng của móng trên mặt bằng, (m);

...

...

...

A’: diện tích hữu hiệu của móng, (m^2);

L: chiều dài của móng trên mặt bằng, (m);

L’: chiều dài hữu hiệu của móng trên mặt bằng, (m);

e_B: độ lệch tâm của tác động theo phương chiều rộng của móng, (m);

e_L: độ lệch tâm của tác động theo phương chiều dài của móng, (m).

Hình 6 - Các ký hiệu của móng nông

7.4.1.2  Đất cát, sỏi (hạt thô)

- Biểu thức sau đây có thể được sử dụng để tính khả năng chịu tải cực hạn của móng nông (R_v- kN) trên đất rời sử dụng các thông số ứng suất hữu hiệu:

...

...

...

Trong đó:

Các hệ số sức chịu tải trong biểu thức (44) cần được tính toán từ:

(45)

Hệ số hình dạng trong biểu thức (44) cần được tính toán từ:

(46)

Các hệ số độ nghiêng của tải trọng trong biểu thức (44) cần được tính toán từ:

...

...

...

Hệ số độ nghiêng nền (cũng được biết là “độ nghiêng móng”) trong biểu thức (44) cần được
tính toán từ:

(48)

Các hệ số độ nghiêng mặt đất (cũng được biết là “độ nghiêng bề mặt”) trong biểu thức (44) cần được tính toán từ:

(49)

Các hệ số độ sâu trong biểu thức (44) cần được tính toán từ:

(50)

...

...

...

(51)

Trong đó:

φ: góc kháng cắt của đất, (°);

q: áp lực lớp bên trên hoặc gia tải tại cao độ đáy móng, (kPa);

q’: áp lực lớp bên trên hữu hiệu thiết kế tại cao độ đáy móng, (kPa);

γ’: trọng lượng đơn vị hữu hiệu thiết kế của đất bên dưới cao độ móng, (kN/m^3);

a: chỉ số bằng 0,0663 đối với các móng trơn nhẵn hay bằng 0,1054 đối với móng nhám;

b: chỉ số bằng 9,3 hay bằng 9,6 tương ứng đối với móng trơn nhẵn hay nhám, (khi φ tính theo radians); hay tương ứng b bằng 0,162 hay 0,168, (khi φ tính theo độ);

...

...

...

B’: bề rộng hữu hiệu của móng, (m);

L: chiều dài của móng trên mặt bằng, (m);

L’: chiều dài hữu hiệu của móng trên mặt bằng, (m);

D: chiều sâu mặt dưới của móng, (m);

A’: diện tích hữu hiệu của móng, (m^2);

H: lực ngang tác dụng trên móng, (kN);

V: lực đứng tác dụng trên móng, (kN);

m: trị số bằng (2+ B/L)/(1+ B/L) đối với tải theo hướng B hoặc bằng (2+ L/B)/(1+ L/B) đối với tải theo hướng L;

α: độ nghiêng mặt dưới của đế móng so với phương ngang;

...

...

...

l_r: trị số bằng G/(c’ + σ’_v tan φ);

G: mô đun chịu cắt đàn hồi của đất;

c’: lực dính hữu hiệu của đất, (kPa);

σ’_v: ứng suất đứng hữu hiệu trên móng, (kPa);

e: độ lệch tâm của tổng hợp tác động, (m), e = MA/, M là mô men tại tâm móng.

CHÚ THÍCH: Cần thận trọng trong việc đánh giá thuật ngữ trọng lượng đơn vị γ’, đặc biệt khi nước ngầm gần móng.

- Ảnh hưởng của các tổ hợp tải trọng liên quan đến các độ nghiêng lớn của lực hoặc những mô men lớn nên được đánh giá cẩn thận hơn.

- Mỏng bê tông đúc trực tiếp trên nền đất có thể được coi là “nhám”; các móng bê tông đúc sẵn được coi là "trơn nhẵn".

7.4.1.3  Đất bùn, sét (hạt mịn)

...

...

...

- Trong điều kiện không thoát nước (thường là ngắn hạn), sức chịu tải cực hạn của các móng nông trên đất hạt mịn thường được tính bằng cách sử dụng các thông số ứng suất tổng.

- Trong điều kiện thoát nước (thường là dài hạn), sức chịu tải cực hạn của các móng nông trên đất hạt mịn thường được tính từ các thông số ứng suất hữu hiệu, như đã mô tả trong 7.4.1.2 của tiêu chuẩn này.

- Như là một phương án thay thế cho phương pháp phân tích mẫu. Biểu thức sau có thể được sử dụng để tính toán sức chịu tải cực hạn của các móng nông (R_v - kN) trên đất hạt mịn:

(52)

Khi: móng hình chữ nhật

Khi: móng hình vuông hoặc tròn

Trong đó:

...

...

...

c_u: cường độ chịu cắt không thoát nước của đất hạt mịn, (kPa);

b_c: hệ số độ nghiêng của đáy móng;

i_c: hệ số độ nghiêng của tải trọng do tải trong nằm ngang H với H ≤ A’c_u;

s_c: hệ số hình dạng.

7.4.2  Sức kháng trượt

Mọi áp lực đất bao gồm sức kháng trượt của một móng nông phải được tính toán ở mức độ biến dạng tương thích với mức đã giả định trong tính toán sức kháng cắt dọc theo đáy móng.

7.4.3  Độ lún

Biên độ lún sẽ xảy ra khi áp dụng các tải trọng móng đặt vào đất nền phụ thuộc vào độ cứng của kết cấu, loại và thời gian chất tải, và các đặc tính biến dạng của nền đất.

Lún của một móng nông có thể được tính toán bằng cách sử dụng một trong các phương pháp sau đây, nếu thích hợp:

...

...

...

- Các phương pháp dựa trên cố kết một chiều;

- Các phương pháp sử dụng các mô hình ứng suất - biến dạng phi tuyến;

- Các mô hình số.

7.4.4  Kiểm tra kết hợp sức chịu tải và độ lún giả định

7.4.4.1  Quy định chung

Móng nông có thể được thiết kế bằng cách sử dụng phương pháp dựa trên sức chịu tải giả định.

7.4.4.2  Khả năng chịu tải giả định của đất hạt thô

- Giá trị được đề xuất cho sức chịu tải đơn vị thiết kế giả định (q_Rv,pres,d - kN/m^2) của móng nông trên đất hạt thô và nằm ở trên mặt nước ngầm ít nhất bằng bề rộng móng, có thể được ước tính từ:

...

...

...

Trong đó:

N_y,k: hệ số chịu tải dựa trên biểu thức (45), sử dụng góc đặc trưng của sức kháng cắt của đất;

B: bề rộng của móng, (m);

γ_s,k: trọng lượng đơn vị đặc trưng của đất, (kN/m^3);

γ_Rv,SLS: hệ số thành phần về khả năng chịu tải.

- Đối với các móng không quá 1m chiều rộng chủ yếu chịu tải trọng thường xuyên, nên sử dụng giá trị γ_Rv,SLS ≥ 2,0.

7.4.4.3  Khả năng chịu tải giả định của đất hạt mịn

- Giá trị được đề xuất cho sức chịu tải đơn vị thiết kế được giả định (q_Rv,pres,d - kN/m^2) của đất hạt mịn có thể được ước tính từ biểu thức:

...

...

...

Trong đó:

c_u,k: cường độ chịu cắt không thoát nước đặc trưng của đất, (kPa);

γ_Rv,SLS: hệ số thành phần khả năng chịu tải.

- Đối với các móng không quá 1m chiều rộng chủ yếu chịu tải trọng thường xuyên, nên sử dụng giá trị γ_Rv,SLS ≥ 3,0.

7.5  Thiết kế trạng thái giới hạn cực hạn

7.5.1  Quy định chung

1) Thiết kế trạng thái giới hạn cực hạn của móng phải phù hợp với điều 4.7 của tiêu chuẩn này.

CHÚ THÍCH: Phụ lục A cho rằng, nên xác định trực tiếp giá trị thiết kế của φ’_cv, thay vì sử dụng hệ số thành phần γ_φ (= 1,25 cho trạng thái giới hạn GEO, Bộ M2) cho giá trị đặc trưng của nó.

2) Giá trị đặc trưng của thông số địa kỹ thuật nên được ước tính thận trọng từ giá trị “ảnh hưởng đến sự xuất hiện của trạng thái giới hạn”. Do đó, giá trị của φ’_k có thể được chọn làm giá trị đỉnh, là giá trị thể tích không đổi, giá trị dư hoặc giá trị trung gian (nếu phù hợp).

...

...

...

3) Khi góc kháng cắt đỉnh là giá trị ảnh hưởng đến sự xuất hiện của trạng thái giới hạn, giá trị thiết kế của góc kháng cắt (φ’_d) nên được đánh giá trực tiếp hoặc thu được từ:

(55)

Trong đó:

φ’_pk,k: giá trị đặc trưng của góc kháng cắt đỉnh của đất;

γ_φ: hệ số thành phần được quy định trong Phụ lục A.

4) Nếu dự đoán rằng có thể làm giảm đáng kể độ bền cắt đỉnh của đất, cùng với sức kéo đáng kể của đất, thì không nên chọn góc kháng cắt đỉnh là giá trị ảnh hưởng đến sự xuất hiện của trạng thái giới hạn.

5) Khi góc kháng cắt thể tích không đổi là giá trị ảnh hưởng đến sự xuất hiện của trạng thái giới hạn, giá trị thiết kế của góc kháng cắt (φ’_d) phải được đánh giá trực tiếp hoặc thu được từ:

...

...

...

Trong đó:

φ’_pk,k và γ_φ được định nghĩa tại biểu thức (55);

φ’_cv,k: giá trị đặc trưng của góc kháng cắt thể tích không đổi của đất;

γ_φ,cv: hệ số thành phần có giá trị là 1,0.

6) Khi góc kháng cắt dư là giá trị ảnh hưởng đến sự xuất hiện của trạng thái giới hạn, giá trị thiết kế của góc kháng cắt (φ’_d) phải được đánh giá trực tiếp hoặc thu được từ:

(57)

Trong đó:

φ’_pk,k và γ_φ được định nghĩa tại biểu thức (56);

...

...

...

γ_φ,res: hệ số thành phần có giá trị là 1,0.

7.5.2  Sức chịu tải

Bất đẳng thức dưới đây phải được thỏa mãn đối với tất cả các trạng thái giới hạn cực hạn:

V_d ≤ R_d

(58)

Trong đó:

V_d: giá trị thiết kế của tải trọng đứng, bao gồm trọng lượng móng, trọng lượng đất đắp phía sau và các loại áp lực đất gây mất ổn định hay giữ ổn định. Áp lực nước không do tải trọng của móng gây ra, được xem là tác động.

R_d: giá trị thiết kế của sức kháng đối với một tải trọng, được tính toán theo điều 4 và 7.4 của tiêu chuẩn này.

7.5.3  Trượt

...

...

...

2) Bất đẳng thức sau đây phải được thỏa mãn:

H_d ≤ R_d + R_p;d

(59)

Trong đó:

H_d: giá trị thiết kế của tải trọng ngang;

R_d: giá trị thiết kế của sức kháng đối với một tải trọng;

R_p;d: giá trị thiết kế của sức kháng do áp lực đất ở mặt bên của móng.

3) H_d phải bao gồm giá trị thiết kế của các áp lực chủ động của đất tác dụng lên móng.

4) R_d phải được thiết kế theo điều 4 và 7.4 của tiêu chuẩn này.

...

...

...

6) Sức chịu tải của móng trong vùng chịu chuyển vị theo mùa của đất sét, khả năng đất sét co ngót và tách khỏi mặt đứng của móng phải được xem xét.

7) Khả năng đất ở phía trước móng có thể bị mất do xói mòn hoặc tác động của con người phải được xem xét.

8) Trong điều kiện thoát nước, sức kháng cắt thiết kế R_d phải được tính toán với các hệ số áp dụng cho đặc trưng của đất nền hoặc cho sức chịu tải của nền:

(60)

hoặc

(61)

Trong đó:

...

...

...

V’_d: giá trị thiết kế của tải trọng thẳng đứng hữu hiệu;

δ_d: giá trị thiết kế của góc ma sát giữa nền đất và kết cấu (góc ma sát ngoài);

δ_k: giá trị đặc trưng của góc ma sát giữa nền đất và kết cấu (góc ma sát ngoài);

γ_R;h: hệ số thành phần của sức kháng trượt quy định trong Phụ lục A.

CHÚ THÍCH: Trong quy trình thiết kế, trong trường hợp đã áp dụng hệ số ảnh hưởng của tải trọng, thì hệ số thành phần của các tải trọng (γ_F) lấy bằng 1,0 và V’_d = V’_k trong biểu thức (61).

9) Khi xác định V'_d cần chú ý đến việc H_d và V'_d là các tải trọng độc lập hay phụ thuộc.

10) Có thể giả thiết góc ma sát ngoài thiết kế δ_d bằng với giá trị thiết kế của góc trong trạng thái tới hạn hữu hiệu Φ'_cv:d, đối với móng bê tông đổ tại chỗ và bằng 2/3 Φ'_cv:d với móng đúc sẵn trơn nhẵn. Lực dính hữu hiệu c’ nên được bỏ qua.

11) Đối với điều kiện không thoát nước, sức kháng cắt thiết kế R_d phải được tính toán hoặc bằng cách áp dụng hệ số cho các đặc trưng của đất hay sức chịu tải của đất nền:

...

...

...

hoặc

(63)

Trong đó:

R_d: giá trị thiết kế của sức kháng đối với một tải trọng;

A: tải trọng;

c_u;d: giá trị thiết kế của cường độ chịu cắt không thoát nước;

c_u;k: giá trị đặc trưng của cường độ chịu cắt không thoát nước;

γ_R;h: hệ số thành phần của sức kháng trượt quy định trong Phụ lục A.

...

...

...

R_d ≤ 0,4V_d

(64)

Trong đó:

R_d: giá trị thiết kế của sức kháng đối với một tải trọng;

V_d: giá trị thiết kế của tải trọng thẳng đứng.

13) Chỉ có thể bỏ qua yêu cầu (64) nếu ngăn chặn được sự hình thành khe hở giữa móng và đất bằng lực hút ở những khu vực không có áp lực chống đỡ dương.

7.5.4  Lật

Lật một móng nông được ngăn chặn bằng cách kiểm tra trạng thái giới hạn cực hạn (EQU) theo điều 4.7.2 và Phụ lục A.

7.5.5  Ổn định tổng thể

...

...

...

- Ở gần hoặc ở trên mái dốc tự nhiên hoặc nhân tạo;

- Ở gần hố đào hoặc tường chắn đất;

- Ở gần sông, kênh, hồ, bể chứa hoặc bờ biển.

2) Đối với các tình huống đó, phải sử dụng các nguyên tắc mô tả trong điều 10 của tiêu chuẩn này để chứng tỏ là sự phá hoại do mất ổn định của khối đất có móng đặt trong đó coi như không thể xảy ra.

7.6  Thiết kế trạng thái giới hạn khả năng sử dụng

7.6.1  Tổng quát

1) Phải xét đến chuyển vị do các tác động lên móng gây ra, như được liệt kê trong điều 4.2, 4) của tiêu chuẩn này.

2) Để đánh giá độ lớn chuyển vị của móng, phải xem xét kinh nghiệm có thể so sánh đã tích lũy được. Nếu cần thiết, phải thực hiện tính toán các chuyển vị của móng.

3) Đối với đất sét yếu, phải thực hiện tính toán độ lún trong mọi trường hợp.

...

...

...

5) Tải trọng trong thiết kế trạng thái giới hạn điều kiện sử dụng phải được sử dụng khi tính toán chuyển vị của móng để so sánh với các tiêu chí về điều kiện sử dụng.

6) Các kết quả tính toán độ lún chỉ được xem là những giá trị gần đúng.

7) Các chuyển vị của móng phải được xem xét ở cả hai biểu thị của chuyển vị gồm độ lún toàn bộ móng và độ lún lệch giữa các phần của móng.

8) Ảnh hưởng của các móng lân cận và đất đắp phải được xét đến khi tính toán sự gia tăng ứng suất trong nền và ảnh hưởng của nó đối với sự nén chặt của nền.

9) Mức độ chuyển vị xoay tương đối của móng phải được đánh giá và so sánh với giá trị giới hạn về chuyển vị được đề cập trong điều 4.9 của tiêu chuẩn này.

7.6.2  Độ lún

1) Các tính toán độ lún được trình bày trong điều 6 của tiêu chuẩn này.

2) Các phương pháp khác để tính toán độ lún đối với đất bão hòa một phần hoặc bão hòa hoàn toàn được trình bày trong Phụ lục G.

7.6.3  Trồi

...

...

...

- Sự giảm ứng suất hữu hiệu;

- Tăng thể tích của đất bão hòa một phần

- Trồi nền trong điều kiện thể tích không đổi của đất bão hòa hoàn toàn, do lún của kết cấu lân cận.

2) Tính toán trồi đất phải bao gồm trồi tức thời và trồi phát triển theo thời gian.

7.6.4  Phân tích về chấn động do động đất

Chấn động do động đất phải được đánh giá theo TCVN 11820-2:2017 và TCVN 9386-2:2012.

7.7  Thiết kế kết cấu

1) Sự phá hoại kết cấu móng nông phải được ngăn ngừa phù hợp với điều 4.6.4 của tiêu chuẩn này.

2) Áp lực nền bên dưới móng cứng có thể được giả thiết là phân bố tuyến tính. Phân tích chi tiết hơn về tương tác đất - kết cấu có thể sử dụng để có được thiết kế kinh tế hơn.

...

...

...

4) Khả năng sử dụng của nông (băng và bè) phải được kiểm tra khi giả thiết trong trạng thái giới hạn khả năng sử dụng và phân bố áp lực nền tương ứng với biến dạng của móng và nền đất.

5) Đối với trường hợp thiết kế có các tải trọng tập trung tác động trên móng nông (băng và bè), các lực và mô men uốn trong móng có thể nhận được từ mô hình phản lực nền của nền đất với đàn hồi tuyến tính. Mô đun phản lực nền có thể đánh giá bằng phân tích lún với một ước tính phù hợp của phân bố phân bố áp lực nền. Mô đun này có thể được điều chỉnh sao cho áp lực nền tính toán được không vượt quá các giá trị mà có thể giả thiết ứng sử tuyến tính.

6) Các độ lún tổng và chênh lệch của toàn thể kết cấu nền được tính toán theo điều G.2, Phụ lục G. Với mục đích này, các mô hình phản lực nền thường không phù hợp. nhiều mô hình chính xác, như tính toán phần tử hữu hạn, nên được sử dụng khi tương tác đất nền - kết cấu có ảnh hưởng chính.

8  Móng cọc

8.1  Quy định chung

Tùy thuộc vào các điều kiện thiết kế tại vị trí xây dựng cụ thể, sử dụng phương pháp các hệ số thành phần được trình bày trong phần này hoặc phương pháp hệ số sức kháng và hệ số tải trọng được trình bày trong Phụ lục C để thiết kế cho móng cọc.

Điều khoản này áp dụng cho việc thiết kế và xây dựng:

1) Cọc khoan nhồi;

2) Cọc đóng nhồi bê tông (cọc sử dụng ống vách bằng thép (hay bê tông cốt thép) đóng nhồi bê tông);

...

...

...

4) Cọc tiết diện nhỏ;

5) Nhóm cọc.

8.2  Lựa chọn và thiết kế móng cọc

8.2.1  Quy định chung

1) Các cọc có thể phân loại theo sự xáo trộn đất nền khi thi công, như trình bày trong Bảng 3.

Bảng 3 - Phân loại cọc theo sự xáo trộn đất khi thi công

Loại cọc

Các ví dụ

Phân loại ^A) cho mục đích chọn các hệ số thành phần theo Phụ lục A

...

...

...

Cọc đóng nhồi bê tông

Cọc bê tông đúc sẵn tiết diện đặc

Cọc ống thép mũi kín

Đóng

Chiếm chỗ thấp ^B)

Cọc khoan chiếm chỗ (không phải cọc vít) ^C)

Cọc thép chịu lực tiết diện H ^D)

Cọc ống thép mũi hở ^D)

Đóng

...

...

...

Cọc khoan nhồi (được thi công bằng máy khoan liên tục [CFA])

Cọc khoan nhồi (được thi công bằng cách sử dụng các công cụ casing và khoan)

Cọc tiết diện nhỏ

Khoan

^A) Phụ lục A chỉ cung cấp các hệ số thành phần cho cọc đóng, CFA và cọc khoan nhồi.

^B) Các từ “cao” và “thấp” ở đây đề cập đến mức độ xáo trộn của nền đất trong quá trình thi công.

^C) Có thể được phân loại là dịch chuyển lớn ở đất chặt, đất hạt thô hoặc đất cứng, mịn.

^D) Nếu các cọc này được bịt kín, thì chúng phải được phân loại lại thành cọc chiếm chỗ cao.

8.2.2  Cọc khoan nhồi

...

...

...

8.2.3  Cọc đóng nhồi bê tông

Cọc đóng nhồi bê tông có thể được thi công có hoặc không có ống vách để lại.

8.2.4  Cọc chế tạo sẵn

1) Cọc bê tông

Cọc bê tông chế tạo trong xưởng cũng thường được gọi là “cọc bê tông đúc sẵn”. Cọc bê tông đúc sẵn có thể có cốt thép hoặc dự ứng lực.

Cọc bê tông đúc sẵn phải được sản xuất phù hợp với TCVN 5574:2012 và TCVN 7888:2014.

2) Cọc thép

Cọc thép chịu lực phải được sản xuất phù hợp với TCVN 9245:2012, TCVN 9246:2012 và TCVN 9685:2013.

3) Cọc tiết diện nhỏ

...

...

...

8.2.5  Nhóm cọc

1) Các nhóm cọc thường được sử dụng khi sức chịu tải của các cọc đơn không đủ để chịu tải trọng của kết cấu bên trên. Mặc dù các nhóm cọc có sức chịu tải lớn hơn nhưng chúng có thể kém hiệu quả hơn các cọc đơn, do có độ lún lớn hơn khi khai thác do tương tác giữa các cọc trong nhóm.

2) Hiệu ứng nhóm có thể bỏ qua khi nhóm có ít hơn năm cọc và các cọc cách nhau từ tâm đến tâm lớn hơn ba lần đường kính của chúng.

3) Quy định về tính toán xét đến hiệu ứng nhóm cọc xem trong các phần sau.

8.3  Tải trọng và các trường hợp thiết kế

Thiết kế móng cọc bê tông cần tính đến dung sai thi công được quy định trong tiêu chuẩn thi công liên quan.

8.4  Các xem xét trong thiết kế

8.4.1  Quy định chung

1) Thiết kế móng cọc cần xem xét:

...

...

...

b) Khi lựa chọn các phương pháp tính toán, giá trị của các thông số và khi sử dụng kết quả thí nghiệm tải trọng, phải xem xét thời gian duy trì và sự thay đổi theo thời gian của tải trọng;

c) Những kiến nghị trong tương lai về chất thêm hoặc đào bớt đất bề mặt, hoặc khả năng thay đổi chế độ nước ngầm phải được xem xét cả trong tính toán và trong diễn giải kết quả thí nghiệm tải trọng;

d) Lựa chọn loại cọc, bao gồm chất lượng vật liệu làm cọc và phương pháp hạ cọc phải xét đến những điểm sau:

- Điều kiện về đất nền và nước ngầm tại hiện trường, bao gồm sự tồn tại và hoặc khả năng gặp chướng ngại vật trong nền;

- Ứng suất phát sinh trong cọc trong quá trình hạ cọc;

- Khả năng bảo vệ và kiểm tra độ nguyên vẹn của cọc khi hạ;

- Ảnh hưởng của phương pháp và trình tự hạ cọc đối với cọc sau khi hạ và đối với công trình và kết cấu hạ tầng lân cận;

- Phạm vi các sai số cho phép mà có thể hạ cọc được;

- Tác động có hại của hóa chất trong đất nền;

...

...

...

- Bốc xếp và vận chuyển cọc;

- Ảnh hưởng của việc thi công cọc đến các công trình xung quanh.

e) Khi xem xét các vấn đề được liệt kê ở trên, các điểm sau đây cần được chú ý:

- Khoảng cách giữa các cọc trong nhóm cọc;

- Chuyển vị và chấn động của công trình lân cận do đóng cọc;

- Loại búa hoặc máy rung được sử dụng;

- Ứng suất động trong cọc trong quá trình đóng cọc;

- Đối với các loại cọc nhồi sử dụng dung dịch trong hố khoan, sự cần thiết duy trì áp lực dung dịch ở mức đảm bảo lỗ khoan không bị sập và đáy hố không bị phá hoại do thủy áp;

- Thổi rửa đáy lỗ và trong một số trường hợp cả thành lỗ, đặc biệt trong ben-tô-nit, để loại bỏ vật liệu bị xáo động.

...

...

...

- Sự xâm nhập của đất hoặc nước vào trong tiết diện cọc đổ tại chỗ và khả năng dòng chảy của nước trong đất làm xáo trộn vữa bê tông tươi;

- Ảnh hưởng do các lớp cát không bão hòa xung quanh cọc làm mất nước trong bê tông;

- Ảnh hưởng làm chậm đông kết của hóa chất trong đất;

- Sự đầm chặt đất do hạ cọc loại chiếm chỗ;

- Sự xáo động đất do khoan tạo lỗ cọc.

f) Khả năng cọc không hoàn chỉnh và tác động của chúng đối với kết cấu;

g) Khi mà các chuyển động của đất lớn do trương nở hoặc co ngót các lớp trên của nền đất được dự kiến, làm ống lồng phần trên của cọc hoặc cung cấp cốt thép để chống lại các lực hình thành trong cọc (cọc cũng phải có đủ sức kháng thân cọc bên dưới vùng đất trương nở để chống lại các lực đẩy nổi);

h) Ảnh hưởng của các lớp đất/đá khác nhau dưới mũi cọc;

i) Khả năng các chuyển động ngang của đất cạnh khu vực đào và đắp trong vùng lân cận của cọc;

...

...

...

8.4.2  Khảo sát đất nền

Khảo sát đất nền cho móng cọc phải phù hợp với TCVN 11820-2:2017 cũng như các yêu cầu cụ thể của:

- TCVN 9395:2012 cho cọc khoan nhồi;

- TCVN 9394:2012 cho cọc chiếm chỗ;

- TCVN 189:1996 cho cọc tiết diện nhỏ.

8.4.3  Khoảng cách cọc

Sức kháng của các cọc đơn giảm trong vùng lân cận của các cọc khác. Thường để hạn chế việc giảm sức kháng này bằng cách xác định một khoảng cách tối thiểu giữa các cọc. Khoảng cách này để lấy được phần lớn sức cản chịu tải của “cọc ma sát” từ thân của chúng, và để lấy được phần lớn sức chịu tải của “cọc chống” từ mũi của chúng.

1) Khi nhìn trên mặt bằng, khoảng cách giữa các tâm của các cọc “ma sát” phải thỏa mãn:

...

...

...

Đối với cọc không tròn

(65)

Và đối với các cọc chống:

Đối với cọc tròn

Đối với cọc không tròn

(66)

Trong đó:

P: chu vi của cọc lớn hơn trong hai cọc liền kề;

...

...

...

2) Có thể sử dụng các khoảng cách cọc gần hơn nếu có thể thấy rằng bất kỳ độ lún nào của các cọc phát sinh từ sự tương tác của chúng không dẫn đến trạng thái giới hạn bị vượt quá.

3) Các khoảng cách cọc gần hơn có thể được sử dụng khi các cọc là một phần của kết cấu chắn đất.

4) Việc lựa chọn khoảng cách cọc nên tính đến phương pháp thi công cọc, đặc biệt khi liên quan đến các cọc đóng.

8.4.4  Tỷ số độ mảnh của cọc

Đối với các cọc có tỷ số độ mảnh lớn, giá trị sức chịu tải thiết kế dọc trục của cọc sẽ giảm đi, giá trị giảm sức chịu tải do tỷ số độ mảnh có thể tham khảo điều C.1.8 của Phụ lục C.

8.5  Mô hình tính

Tiêu chuẩn này cho phép xác định khả năng chịu tải cực hạn của cọc đơn được xác định từ bất kỳ điều nào sau đây:

- Các công thức tính sức chịu tải tĩnh của cọc dựa trên các thông số nền đất;

- Các công thức trực tiếp dựa trên kết quả thí nghiệm hiện trường;

...

...

...

- Kết quả thí nghiệm tải trọng động;

- Các công thức đóng cọc;

- Phân tích phương trình sóng.

8.5.1  Khả năng chịu lực

8.5.1.1  Quy định chung

- Trừ khi có chỉ dẫn khác, sức chịu tải tổng cộng của cọc đơn (R_t) được tính toán theo:

R_t = R_s + R_b

(67)

Trong đó:

...

...

...

R_b: sức kháng mũi cọc.

- Sức chịu tải của móng cọc phải được xác định theo tiêu chí phá hoại thích hợp tương ứng với trạng thái giới hạn cực hạn của móng.

CHÚ THÍCH: TCVN 9393:2012 khuyến nghị rằng độ lún đỉnh cọc bằng 10% đường kính mũi cọc được chấp nhận làm tiêu chí phá hoại khi khó xác định trạng thái giới hạn cực hạn.

- Sức kháng mũi được tính toán từ các mô hình giả định phá hoại lún sụt của cọc nên được giảm một cách thích hợp để phù hợp với tiêu chí phá hoại tương ứng với trạng thái giới hạn cực hạn của cọc.

8.5.1.2  Mô hình tính dựa trên các thông số nền đất

1) Quy định chung

Tiêu chuẩn này sử dụng các thuật ngữ sau:

- “Sức kháng đơn vị” đề cập đến tính kháng trên một đơn vị diện tích (tức là trên diện tích 1 m^2);

- “Sức kháng thân đơn vị cực hạn” (có ký hiệu q_s) tương đương với “ma sát thân giới hạn” (ký hiệu
truyền thống f_s);

...

...

...

- Một công thức tính sức chịu tải tĩnh của cọc dựa trên các thông số nền đất cung cấp một ước tính về sức chịu tải cực hạn của cọc. Độ chính xác của phương pháp phụ thuộc vào độ tin cậy của công thức đã chọn, dữ liệu cường độ đất mà nó được áp dụng và các phương pháp thi công cọc theo vị trí cụ thể.

- Sức chịu tải cực hạn của móng cọc có thể được tính toán từ công thức tính sức chịu tải tĩnh của cọc sử dụng các giá trị của các thông số nền đất thu được từ các thử nghiệm hiện trường hoặc trong phòng thí nghiệm trên đất và đá.

- Hậu quả của sự khác biệt giữa sức chịu tải cực hạn thực sự của cọc và giá trị thiết kế của nó (có thể xảy ra, ví dụ, do sự khác biệt giữa điều kiện nền đất thực tế và các điều kiện đất giả định) nên được xem xét khi có thể dự đoán được một cách hợp lý.

- Nếu sử dụng phương pháp tính toán sức kháng chịu nén cực hạn từ các thông số nền đất, sức kháng chịu nén cực hạn đặc trưng của cọc đơn (R_c,k) cần được tính:

R_c,k = R_s,k + R_b,k

(68)

Trong đó:

R_s,k: sức kháng thân cực hạn đặc trưng của cọc;

R_b,k: sức kháng mũi cực hạn đặc trưng của cọc.

...

...

...

(69)

Trong đó:

A_s,j: tổng diện tích theo chu vi của thân cọc (trong lớp j), (m^2);

q_s,j: sức kháng thân đơn vị cục hạn trung bình (trong lớp j) được tính từ các thông số nền đất, (kPa);

n: tổng số lớp tiếp xúc với thân cọc;

γ_Rd: hệ số mô hình;

Giá trị của γ_Rd lấy theo điều A.3.3.2 của Phụ lục A.

- Sức kháng mũi cực hạn đặc trưng (R_b,k - kN) có thể được tính từ:

...

...

...

(70)

Trong đó:

A_b: tổng diện tích mặt cắt ngang của mũi cọc, (m^2);

q_b: sức kháng mũi đơn vị cực hạn được tính từ các thông số nền đất, (kPa);

γ_Rd: hệ số mô hình.

Giá trị của γ_Rd lấy theo điều A.3.3.2 của Phụ lục A.

- Giá trị của q_b nên kể đến ảnh hưởng của tổng áp lực chất bên trên tại cao trình mũi cọc.

- Nếu trọng lượng của cọc được bỏ qua khi tính toán các tải trọng, thì áp lực chất trên sẽ được bỏ qua khi tính toán R_b,k, sao cho:

...

...

...

Trong đó:

σ_v,b: tổng áp lực chất trên tại mũi cọc, (kPa).

Giá trị của hệ số mô hình γ_Rd nên được lấy từ điều A.3.3.2 của Phụ lục A.

CHÚ THÍCH: Giá trị của hệ số mô hình γ_Rd được đưa ra trong Phụ lục A thay đổi theo số lượng thí nghiệm cọc tải trọng tĩnh có sẵn để chứng thực tính toán sức chịu tải.

2) Đất hạt thô

- Trong đất hạt thô, sức kháng thân đơn vị cực hạn trong lớp j (q_s,j) có thể tính theo các thông số ứng suất hữu hiệu:

(72)

Trong đó:

...

...

...

δ_j: góc ma sát giữa cọc (cũng được biết như “tường”) và lớp j (góc ma sát ngoài);

σ’_v,j: ứng suất đứng hữu hiệu trung bình tác động lên đất lớp j.

- Khi không có dữ liệu thí nghiệm tin cậy, giá trị K_s có thể lấy theo Bảng 4. Giá trị lựa chọn của K_s có thể được sử dụng, miễn là bằng chứng đã có trong hồ sơ trước đây về tính năng đã đạt được của cùng loại cọc trong các điều kiện đất tương tự khi sử dụng các giá trị lựa chọn đó.

Bảng 4 - Giá trị khuyến nghị của K_s cho các cọc thi công trong đất silica rời

Loại cọc

Loại đất

Hệ số điển hình, K_s ^A), B)

Chiếm chỗ cao

Bê tông đúc sẵn (đặc)

...

...

...

Đóng bê tông đúc tại chỗ

(tất cả)

1,1÷1,2

Chiếm chỗ thấp

Cọc thép chịu lực tiết diện,H

Cọc ống thép mũi hở

(tất cả)

80% giá trị chiếm chỗ cao

Thay thế

...

...

...

Cát thô trung bình sạch

Cát mịn

Cát bùn

Bùn và cát xen kẹp

0,9

0,7÷0,8

0,6÷0,7

0,5÷0,6

Cọc khoan nhồi

...

...

...

0,7

^A) Giá trị K_s có thể thay đổi tùy theo các chi tiết của phương pháp thi công cụ thể, các lớp đất, áp lực nước ngầm và khoảng thời gian giữa quá trình thi công và thử nghiệm.

^B) Giá trị K_s có thể được thay thế bằng dữ liệu thí nghiệm cọc tải trọng tĩnh địa phương, miễn là được cung cấp tài liệu đầy đủ (tức là dữ liệu thí nghiệm thực tế, diễn giải, điều kiện nền đất địa phương, chi tiết thi công cọc cụ thể, …).

^C) Giá trị K_s cao hơn có thể được sử dụng cho các cọc tiết diện nhỏ được phun vữa áp lực.

- Giá trị của δ có thể ước tính từ:

(73)

Trong đó:

...

...

...

φ’_cv: góc sức kháng cắt thể tích không đổi của đất được xác định theo điều 7.5.1 của tiêu chuẩn này;

k_δ: hệ số không thứ nguyên.

- Khi không có dữ liệu thí nghiệm tin cậy, giá trị của k_δ có thể lấy theo Bảng 5.

Bảng 5 - Giá trị khuyến nghị của k_δ cho các cọc thi công trong đất hạt thô

Loại cọc

Hệ số k_δ

Chiếm chỗ cao

Bê tông đúc sẵn (đặc)

Ống thép mũi kín

...

...

...

Bê tông đóng đúc tại chỗ

0,9

Chiếm chỗ thấp

Cọc thép chịu lực tiết diện H

Ống thép mũi hở

0,67

Thay thế

Khoan liên tục (CFA)

Bê tông khoan nhồi

...

...

...

1,0

- Tùy thuộc vào phương pháp thi công cọc, sự hiện diện của đất hạt mịn nằm bên trên đất hạt thô có thể ảnh hưởng xấu đến góc ma sát giao diện trong các loại đất hạt thô bên dưới. Giá trị của δ nên được chọn một cách thích hợp trong trường hợp này.

- Trong đất hạt thô, sức kháng mũi đơn vị hữu hiệu cực hạn (q’_b) có thể được tính từ các thông số ứng suất hữu hiệu,:

(74)

Trong đó:

σ’_v,b: ứng suất đứng hữu hiệu tại mũi cọc, (kPa);

N_q: hệ số áp lực chịu tải phụ thuộc vào góc sức kháng cắt thể tích không đổi của đất, φ_cv; độ chặt tương đối của đất (Xem điều 4.10.3 của tiêu chuẩn này), l_D; và ứng suất đứng hữu hiệu tại mũi cọc, σ'_v,b.

CHÚ THÍCH: Giá trị của N_q có thể thu được từ nhiều lý thuyết, xem điều C.1.5, Phụ lục C.

...

...

...

3) Đất hạt mịn

- Trong các loại đất hạt mịn, sức kháng thân đơn vị cực hạn trong lớp j (q_s,j) có thể được tính toán từ các thông số ứng suất hữu hiệu, :

(75)

Trong đó:

β_j: hệ số thực nghiệm (cho lớp j);

σ’_v,j: ứng suất đứng hữu hiệu trung bình tác động lên lớp đất j, (kPa).

- Khi không có dữ liệu tin cậy, các giá trị của β cho đất hạt mịn có thể ước tính từ:

...

...

...

Đối với đất hạt mịn quá cố kết

(76)

Trong đó:

φ: góc sức kháng cắt của đất, (°);

R_o: tỷ số quá cố kết của đất, đã cho R_o = p’_v,max/p’_v;

p’_v: áp lực chất trên hữu hiệu;

p’_v,max: áp lực chất trên hữu hiệu lớn nhất mà đất trước đó đã chịu.

- Tùy theo, sức kháng thân đơn vị cực hạn trong lớp j (q_s,j) có thể tính từ các thông số ứng suất tổng:

...

...

...

Trong đó:

α_j: hệ số thực nghiệm (cho lớp j) mà phụ thuộc vào cường độ đất, áp lực chất trên hữu hiệu tác động trên đó, loại cọc và phương pháp thi công;

c_u,j: cường độ không thoát nước của đất lớp j, (kPa).

CHÚ THÍCH: Biểu thức (77) là một mối quan hệ thực nghiệm giữa cường độ chịu cắt không thoát nước đo được bằng cách sử dụng công tác lấy mẫu thử nghiệm trước đây và thực tế thí nghiệm trong phòng (ví dụ: số liệu nén ba trục không thoát nước nhanh trên các mẫu đường kính 100 mm) và kết quả từ các thí nghiệm tải trọng tĩnh cho cọc sử dụng duy trì tải trọng.

- Đối với cọc đặt trên nền đất có thể giảm ứng suất (ví dụ như, trong vùng ảnh hưởng của việc đào sâu), biểu thức (77) chỉ nên được sử dụng nếu cho phép thực hiện việc thư giãn ứng suất này.

- Giá trị α phải được lấy từ bằng chứng trước đó về tính năng chấp nhận được trong các thử tải tĩnh trên cùng một loại cọc có độ dài và mặt cắt tương tự và trong các điều kiện nền đất tương tự.

- Trong trường hợp không có dữ liệu thử nghiệm đáng tin cậy, các giá trị α có thể được ước tính từ một trong các phương pháp sau.

- Trong trường hợp không có dữ liệu thử nghiệm đáng tin cậy, giá trị α cho các cọc chiếm chỗ (ký hiệu arepi) có thể được ước tính từ:

...

...

...

Trong đó:

c_u: cường độ chịu cắt không thoát nước của đất hạt mịn, (kPa);

p_ref: 100 kPa;

k₁ và k₂: hệ số mà các giá trị của chúng có thể lấy tương ứng bằng 0,45 và 1,0.

- Đối với cọc khoan nhồi trong đất sét cứng quá cố kết, với điều kiện lỗ khoan được mở ra ít hơn 12 giờ, α_repl có thể lấy là 0,5.

- Có thể sử dụng các giá trị thay thế α_repl, miễn là bằng chứng đã có trong tài liệu trước đây chứng minh tính năng đã đạt được của cùng một loại cọc trong điều kiện nền đất tương tự bằng cách sử dụng các giá trị thay thế này.

- Trong trường hợp không có dữ liệu thử nghiệm đáng tin cậy, các giá trị α đối với cọc thay thế (ký hiệu α_disp) có thể được ước tính từ:

(79)

...

...

...

c_u: cường độ chịu cắt không thoát nước của đất hạt mịn, (kPa);

σ’_v: ứng suất đứng hữu hiệu (áp lực chất trên) tác động trên đất, (kPa); và m bằng 0,25 đối với c_u/σ’_v ≥ 1 và 0,5 đối với c_u/σ’_v < 1.

- Có thể sử dụng các giá trị thay thế α_disp, miễn là bằng chứng đã có trong tài liệu trước đây chứng minh tính năng đã đạt được của cùng một loại cọc trong điều kiện nền đất tương tự bằng cách sử dụng các giá trị thay thế này.

- Trong đất hạt mịn, sức kháng mũi cọc đơn vị cực hạn (q_b) có thể tính từ các thông số ứng suất tổng:

q_b = N_c x c_u,b

(80)

Trong đó:

N_c: hệ số áp lực chịu tải phụ thuộc vào chiều sâu mũi cọc;

c_u,b: cường độ chịu cắt không thoát nước của đất tại mũi cọc, (kPa).

...

...

...

N_c = 9 x k₁ x k₂

(81)

Trong đó:

k₁: hệ số tính đến chôn mũi cọc không đủ sâu;

k₂: hệ số tính đến độ cứng của lớp chịu lực.

- Giá trị k₁ trong biểu thức (81) được tính theo:

(82)

Trong đó:

...

...

...

B: chiều rộng cọc (hay đường kính).

- Giá trị k₂ trong biểu thức (81) lấy theo Bảng 6.

Bảng 6 - Giá trị khuyến nghị k₂ cho các cọc thi công trong đất hạt mịn

Loại cọc

Cường độ chịu cắt không thoát nước của đất, c_u (kPa)

k₂

9 x k₂

Khoan, CFA

≤ 25

...

...

...

6,5

50

0,89

8

≥ 100

1,0

9

Đóng

1,11

...

...

...

k₂ có thể nội suy đối với các giá trị trung gian của c_u

8.5.1.3  Các mô hình tính dựa trên kết quả thí nghiệm nền đất

1) Quy định chung

- Sức chịu tải cực hạn của móng cọc có thể được tính toán trực tiếp từ kết quả thí nghiệm trên nền đất và đá (nghĩa là không chuyển đổi kết quả đầu tiên thành các thông số nền đất).

- Nếu sử dụng phương pháp tính toán sức kháng nén cực hạn từ kết quả của thí nghiệm nền đất, sức kháng nén cực hạn đặc trưng của cọc đơn (R_c,k) phải được tính là giá trị nhỏ hơn trong hai giá trị sau:

(83)

Trong đó:

ξ₃ và ξ₄: các hệ số hiệu chỉnh phụ thuộc vào số lượng thí nghiệm đã thực hiện;

...

...

...

(R_c,calc)_min: sức kháng nén cực hạn tính toán nhỏ nhất của cọc.

- Sức kháng nén cực hạn tính toán của cọc đơn (R_c,calc) được tính theo:

R_c,calc = R_s,calc + R_b,calc

(84)

Trong đó:

R_s,calc: sức kháng thân cực hạn tính toán;

R_b,calc: sức kháng mũi cực hạn tính toán.

- Sức kháng thân cực hạn tính toán (R_s,calc) có thể xác định từ:

...

...

...

Trong đó:

A_s,i: tổng diện tích theo chu vi thân cọc (trong lớp i), (m^2);

p_s,i: sức kháng thân đơn vị cực hạn (trong lớp i) nhận được theo thí nghiệm hiện trường, (kPa);

n: tổng số các lớp tiếp xúc với thân cọc.

- Sức kháng mũi cực hạn tính toán (R_b,calc) có thể xác định theo:

R_b,calc = A_b x p_b

(86)

Trong đó:

A_b: tổng diện tích mặt cắt ngang của mũi cọc, (m^2);

...

...

...

- Giá trị các hệ số hiệu chỉnh ξ₃ và ξ₄ được lấy theo Bảng A.8 của Phụ lục A.

2) Thí nghiệm xuyên tĩnh (CPT)

- Sức kháng thân đơn vị cực hạn trong lớp j (p_s,j) có thể tính theo:

p_s,j = c_s,j x q_c,j

(87)

Trong đó:

c_sj: hệ số thực nghiệm (đối với lớp j) phụ thuộc vào đất và loại cọc;

q_c,j: sức kháng xuyên tĩnh đo được trong lớp j, (kPa).

- Sức kháng mũi đơn vị cực hạn, tại độ lún bằng 10% đường kính cọc, (p_b,0.1) có thể tính theo:

...

...

...

(88)

Trong đó:

c_b,0.1: hệ số thực nghiệm phụ thuộc vào đất và loại cọc;

q_c,b: sức kháng côn đo được trung bình trên khoảng cách ±1,5 đường kính cọc bên dưới mũi cọc, (kPa).

- Trường hợp không có dữ liệu thí nghiệm tin cậy, giá trị c_s và c_b,0.1 có thể ước tính theo Bảng 7.

Bảng 7 - Giá trị các hệ số thực nghiệm c_s và c_b,0.1 theo loại đất và loại cọc

Loại đất

c_s

c_b,0.1

...

...

...

Cọc thay thế

Cọc chiếm chỗ

Cọc thay thế

Chiếm chỗ cao

Chiếm chỗ thấp

Chiếm chỗ cao

Chiếm chỗ thấp

Cát

0,0004÷0,009

...

...

...

0,003÷0,006

0,3÷0,5

0,15÷0,25

0,15÷0,25

Bùn

0,006÷0,01

0,003÷0,006

Không có số liệu

Sét

...

...

...

0,007÷0,017

0,008÷0,012

0,8÷1,3

0,4÷0,65

0,34÷0,66

Cường độ thấp/ Cố kết thường đến quá cố kết thấp

Không có số liệu

0,9÷1,0

0,9÷1,0

...

...

...

- Sức kháng thân đơn vị cực hạn trong lớp j (p_s,j - kPa) có thể tính theo:

p_s,j = n_s,j x q_ref x N_j

(89)

Trong đó:

n_s,j: hệ số thực nghiệm (cho lớp j) phụ thuộc vào đất và loại cọc;

p_ref: 100 kPa;

N_j: số nhát búa SPT đo được (không hiệu chỉnh) trong lớp j.

- Sức kháng mũi đơn vị cực hạn, tại độ lún bằng 10% đường kính cọc, (p_b,0.1 - kPa) có thể tính theo:

p_b,0,1 = n_b,0,1 x q_ref x N_b

...

...

...

Trong đó:

n_b,0,1: hệ số kinh nghiệm phụ thuộc vào đất và loại cọc;

p_ref: 100 kPa;

N_b: số nhát búa SPT đo được (không hiệu chỉnh) tại cao trình mũi cọc.

- Trường hợp không có dữ liệu thí nghiệm tin cậy, giá trị n_s và n_b,0,1 có thể ước tính theo Bảng 8.

Bảng 8 - Giá trị các hệ số kinh nghiệm n_s và n_b,0,1 theo đất và loại cọc

Loại đất

n_s

n_b,0,01

...

...

...

Thay thế

Chiếm chỗ

Thay thế

Cát

0,033÷0,043

0,014÷0,026

2,9÷4,8

0,72÷0,82

Bùn

...

...

...

0,016÷0,023

1,1÷2,6

0,41÷0,66

Sét

0,020÷0,029

0,024÷0,031

0,95÷1,6

0,34÷0,66

- Các tương quan với số nhát búa SPT được xây dựng theo thực nghiệm tại từng địa điểm cụ thể nên khi áp dụng cho các địa điểm khác cần cân nhắc cẩn thận.

...

...

...

- Các thí nghiệm cọc chịu tải trọng tĩnh chủ yếu được sử dụng để xác minh sức kháng được tính toán bằng các thông số nền đất ước tính.

- Các thử nghiệm tải trọng tĩnh không phù hợp để thiết kế cọc trong điều kiện nền nhiều lớp, khi đó không thể xác định được sức kháng do các tầng khác nhau cung cấp.

- Thiết kế cọc dựa trên một mình kết quả thử động có thể không đáng tin cậy khi xảy ra hiện tượng kéo xuống.

- Sức chịu tải cực hạn của móng cọc có thể được tính toán trực tiếp từ kết quả các thí nghiệm cọc chịu tải trọng tĩnh.

- Tính toán sức kháng nén cực hạn từ thí nghiệm tải trọng tĩnh cho cọc phải phù hợp với TCVN 9393: 2012 và TCVN 10304: 2014.

- Nếu phương pháp này được sử dụng, sức kháng nén cực hạn đặc trưng của cọc đơn (R_c,k) nên được tính là giá trị nhỏ hơn trong hai giá trị sau:

(91)

Trong đó:

...

...

...

(R_c,m)_mean: sức kháng nén cực hạn đo được trung bình của cọc;

(R_c,m)_min: sức kháng nén cực hạn đo được nhỏ nhất của cọc.

- Giá trị của các hệ số hiệu chỉnh ξ₁ và ξ₂ lấy theo Bảng A.7 của Phụ lục A.

5) Các mô hình tính dựa trên thí nghiệm thử động

- Sức chịu tải cực hạn của móng cọc có thể được tính từ các kết quả thử động khi giá trị của các kết quả này đã được chứng minh bằng các kết quả thử tĩnh trước đó trên cùng một loại cọc, có cùng chiều dài và mặt cắt ngang và trong điều kiện nền đất tương tự.

- Các kết quả thử động chủ yếu được sử dụng để xác minh sức kháng được tính toán bằng các thông số nền đất ước tính.

- Các thí nghiệm thử động không phù hợp để thiết kế cọc trong điều kiện nền đất nhiều lớp, do không thể xác định được sức kháng do các lớp đất khác nhau cung cấp.

- Thiết kế cọc chỉ dựa trên kết quả thử động có thể không tin cậy khi xảy ra hiện tượng ma sát âm.

- Nếu phương pháp này được sử dụng, sức kháng chịu nén cực hạn đặc trưng của cọc đơn (R_c,k) nên được tính là giá trị nhỏ hơn trong hai giá trị sau:

...

...

...

(92)

Trong đó:

ξ₅ và ξ₆: các hệ số hiệu chỉnh phụ thuộc vào số lượng thí nghiệm đã thực hiện;

(R_c,m)_mean: sức kháng chịu nén cực hạn đo được trung bình của cọc;

(R_c,m)_min: sức kháng chịu nén cực hạn đo được nhỏ nhất của cọc.

- Giá trị các hệ số hiệu chỉnh ξ₅ và ξ₆ lấy theo Bảng A.9 của Phụ lục A.

6) Các mô hình tính dựa trên các công thức đóng cọc

- Sức chịu tải cực hạn của móng cọc có thể được tính từ các công thức đóng cọc khi giá trị của các kết quả này đã được chứng minh bằng các kết quả thử tĩnh trước đó trên cùng một loại cọc, có cùng chiều dài và mặt cắt ngang và trong điều kiện nền đất tương tự.

- Sức kháng chịu lực cực hạn của móng cọc có thể được tính toán từ các công thức đóng cọc. Tuy nhiên, ưu tiên nên dựa vào phương pháp tính toán sức kháng khác.

...

...

...

- Nếu một cọc thể hiện sức đề kháng giảm khi đóng lại, và sức kháng không tăng một cách đáng kể, khi đó cần cẩn thận trong việc áp dụng các công thức đóng cọc và ưu tiên cho thiết kế trên cơ sở nêu ở điều 8.5.2.1 và 8.5.2.2 của tiêu chuẩn này.

- Các công thức đóng cọc nên được sử dụng kết hợp với các phương pháp xác minh khác, chẳng hạn như các phương pháp đã nêu trong các điều 8.5.2.1, 8.5.2.2 và 8.5.2.3 của tiêu chuẩn này.

7) Các mô hình tính dựa trên phân tích phương trình sóng

- Sức chịu tải cực hạn của móng cọc có thể được tính từ phân tích phương trình sóng khi giá trị của các kết quả này đã được chứng minh bằng các kết quả thử tĩnh trước đó trên cùng một loại cọc, có cùng chiều dài và mặt cắt ngang và trong điều kiện nền đất tương tự.

- Sức kháng chịu lực cực hạn của móng cọc có thể được tính toán từ phân tích phương trình sóng. Tuy nhiên, ưu tiên nên dựa vào một phương pháp tính toán sức kháng khác.

- Nếu phương pháp này được sử dụng, sức kháng chịu nén cực hạn đặc trưng của cọc đơn (R_c,k) nên được tính toán từ biểu thức (92).

- Phân tích phương trình sóng nên được sử dụng kết hợp với các phương pháp xác minh khác, chẳng hạn như các phương pháp đã nêu trong các điều 8.5.2.1, 8.5.2.2 và 8.5.2.3 của tiêu chuẩn này.

8) Điều chỉnh đối với lực kéo xuống (còn được gọi là "ma sát âm")

- Thuật ngữ “lực kéo xuống” được sử dụng trong tiêu chuẩn này để chỉ hiện tượng mà theo đó nền đất bao quanh một cọc lún một lượng đáng kể so với đầu cọc. Lực kéo xuống đặc biệt liên quan đến các cọc được hạ trong đất sét có cường độ thấp hoặc trong các loại đất hạt thô mà mực nước ngầm có thể nâng lên hoặc hạ thấp.

...

...

...

- Lực kéo xuống không làm giảm sức kháng chịu lực cực hạn của một cọc. Trong nhiều trường hợp, độ lún của cọc tại trạng thái giới hạn cực hạn là đủ để hủy bỏ các ảnh hưởng của lực kéo xuống, dẫn đến không giảm sức kháng chịu lực cực hạn.

- Mặc dù lực kéo xuống có thể ít ảnh hưởng đến sức kháng chịu lực cực hạn của cọc, lực kéo xuống ảnh hưởng đến thiết kế kết cấu của cọc và độ lún kéo xuống ảnh hưởng đến khả năng sử dụng của nó.

- Lực kéo xuống gây ra ma sát thân trên phần trên của cọc để tác động như một lực bổ sung tác dụng lên cọc, thay vì như sức kháng. Bởi vì hướng (hoặc “dấu”) của ma sát thân này đảo ngược so với thông thường, nó thường được gọi là “ma sát âm”.

- Độ sâu mà tại đó không có chuyển động tương đối giữa cọc và nền đất xung quanh được gọi là “mặt phẳng trung lập”. Mặt phẳng trung lập xảy ra khi độ lún nền đất (s_g) ở độ sâu cụ thể bằng với độ lún cọc (s_p) ở cùng độ sâu, như trong Hình 7.

- Độ sâu của mặt phẳng trung lập có thể được dự đoán trước bởi các phân tích độ lún đàn hồi tuyến tính cho các cọc ma sát trong các tầng có độ cứng tăng dần theo chiều sâu.

- Lực nén đặc trưng (F_c,k) tác động lên một cọc là đối tượng của lực kéo xuống tính theo:

F_c,k = P_c,k + W_k + P_dd,k

(93)

Trong đó:

...

...

...

W_k: tự trọng đặc trưng của cọc;

P_dd,k: lực nén đặc trưng bổ sung do lực kéo xuống cho bởi:

(94)

Trong đó:

L_dd: chiều dài cọc chịu lực kéo xuống (định nghĩa trong Hình 7);

C_s: chu vi của thân cọc tại chiều sâu z;

q_s,k,sup: ma sát thân cọc đơn vị đặc trưng “vượt trội” (định nghĩa dưới đây) tại chiều sâu z.

- Hệ số ma sát thân đơn vị đặc trưng “vượt trội” (q_s,k,sup) nên được chọn như là một ước lượng cao thận trọng của ma sát thần trung bình tác động lên chiều dài của cọc chịu tác động của lực kéo xuống.

...

...

...

- Sức kháng thân đặc trưng (R_s,dd,k) của cọc chịu lực kéo xuống được tính từ:

(95)

Trong đó:

L: tổng chiều dài của cọc;

L_dd: tổng chiều dài của cọc chịu lực kéo xuống (bằng chiều sâu của mặt phẳng trung lập đã định nghĩa trong Hình 7);

C_s: chu vi thân cọc tại chiều sâu z;

q_s,k,inf: ma sát thân đơn vị đặc trưng “kém hơn” (định nghĩa dưới đây) tại chiều sâu z;

γ_Rd: hệ số mô hình lấy theo điều A.3.3.2 của Phụ lục A.

...

...

...

CHÚ THÍCH: Ước tính thấp hơn thận trọng của trung bình là giá trị có xác suất 5% không đạt được trong tuổi thọ làm việc thiết kế.

Hình 7 - Mô hình tính lực kéo xuống

8.5.2  Sức kháng chịu kéo

Sức kháng chịu kéo cực hạn của cọc đơn được xác định từ bất kỳ điều nào sau đây:

- Các công thức tính sức chịu tải tĩnh của cọc dựa trên các thông số nền đất;

- Các công thức trực tiếp dựa trên kết quả thí nghiệm hiện trường;

- Kết quả thí nghiệm cọc tải trọng tĩnh.

8.5.2.1  Các mô hình tính dựa trên thông số nền đất

...

...

...

- Khi sử dụng phương pháp tính toán sức kháng chịu kéo cực hạn từ các thông số nền đất, sức kháng chịu kéo cực hạn đặc trưng của cọc đơn (R_t,k) được tính:

R_t,k = R_s,k

(96)

Trong đó:

R_s,k: sức kháng thân cực hạn đặc trưng của cọc.

- Sức kháng thân cực hạn đặc trưng (R_s,k) phải phù hợp với 8.5.1.2.

- Giá trị hệ số mô hình γ_Rd lấy từ điều A.3.3.2 của Phụ lục A.

2) Đá và khối đá

- Sức kháng của móng cọc trong đá phụ thuộc đáng kể vào phương pháp thi công cọc và độ nhám của hố đá trong đó đặt cọc.

...

...

...

CHÚ THÍCH: Các biểu thức được nêu trong mục này có thể được sử dụng cho thiết kế sơ bộ mà không cần thí nghiệm cọc.

- Trong đá yếu đến cứng trung bình, sức kháng thân đơn vị cực hạn (q_s - kPa) có thể được tính từ:

(97)

Trong đó:

q_u: cường độ chịu nén có nở hông của đá, kPa;

k₁ và k₂: các hệ số kinh nghiệm phụ thuộc vào đá và loại cọc;

p_ref: 100 kPa.

CHÚ THÍCH: Hướng dẫn về tính toán ma sát thân đơn vị trong đá tham khảo điều D.2 của Phụ lục D.

...

...

...

- Trong đá yếu đến cứng trung bình, sức kháng mũi đơn vị cực hạn (q_b - kPa) có thể được tính từ:

(98)

Trong đó:

q_u: cường độ chịu nén có nở hông của đá, kPa; và

k₃ và k₄: các hệ số kinh nghiệm phụ thuộc vào loại đá;

p_ref: 100 kPa.

CHÚ THÍCH: Hướng dẫn về tính toán sức kháng mũi đơn vị trong đá tham khảo điều D.3 của Phụ lục D.

- Trường hợp không có dữ liệu thử nghiệm đáng tin cậy, có thể lấy giá trị k₃ và k₄ từ Bảng 9.

...

...

...

Bảng 9 - Giá trị được đề xuất các hệ số k₁ đến k₄ đối với cọc được thi công trong đá

Loại đá

Hệ số k₁

Hệ số k₂

Hệ số k₃

Hệ số k₄

(Generic)

0,63÷1,26

0,5

...

...

...

—

Đá xốp

1,0÷1.29

0,57÷0,61

—

—

Vật liệu dính kết

0,7÷2,1

0,5

...

...

...

0,5

8.5.2.2  Các mô hình tính dựa trên kết quả thí nghiệm nền đất

1) Khi sử dụng phương pháp tính toán sức kháng chịu kéo cực hạn từ kết quả thí nghiệm hiện trường, sức kháng chịu kéo cực hạn đặc trưng của cọc đơn (R_t,k) nên được tính là giá trị nhỏ hơn trong hai giá trị sau:

(99)

Trong đó:

ξ₃ và ξ₄: các hệ số tương quan phụ thuộc vào số lượng thí nghiệm thực hiện;

(R_t,calc)_mean: sức kháng chịu kéo cực hạn tính toán trung bình của cọc;

(R_t,calc)_min: sức kháng chịu kéo cực hạn tính toán nhỏ nhất của cọc.

...

...

...

R_t,calc - R_s,calc

(100)

Trong đó:

R_s,calc: sức kháng thân cực hạn tính toán.

3) Sức kháng thân cực hạn tính toán (R_s,calc) phải phù hợp với 8.5.2.2 của tiêu chuẩn này.

4) Giá trị hệ số tương quan ξ₃ và ξ₄ được lấy từ Bảng A.8 của Phụ lục A.

8.5.2.3  Các mô hình tính dựa trên các thí nghiệm thử tải tĩnh cho cọc

1) Sức kháng chịu kéo cực hạn của móng cọc có thể được tính toán trực tiếp từ kết quả thí nghiệm thử tải tĩnh cho cọc.

2) Nếu sử dụng phương pháp tính toán sức kháng chịu kéo cực hạn từ các thí nghiệm thử tải tĩnh cho cọc, sức kháng chịu kéo cực hạn đặc trưng của cọc đơn (R_t,k) được tính là giá trị nhỏ hơn trong hai giá trị sau:

...

...

...

(101)

Trong đó:

ξ₁ và ξ₂: các hệ số tương quan phụ thuộc vào số lượng thí nghiệm thực hiện;

(R_t,m)_mean: sức kháng chịu kéo cực hạn đo được trung bình của cọc;

(R_t,m)_min: sức kháng chịu kéo cực hạn đo được nhỏ nhất của cọc.

3) Giá trị hệ số tương quan ξ₁ và ξ₂ phải được lấy từ Bảng A.7 của Phụ lục A.

8.5.3  Sức chịu tải ngang

8.5.3.1  Các mô hình tính dựa trên thông số nền đất

1) Quy định chung

...

...

...

- Đối với cọc ngắn, quay hoặc dịch chuyển như một vật cứng (thuật ngữ gọi là “cơ chế cọc ngắn”); và

- Đối với cọc mảnh dài, phá hoại do uốn cọc, kèm theo chảy và dịch chuyển cục bộ của đất gần đỉnh cọc (thuật ngữ gọi là “cơ chế cọc dài”).

b) Việc tính toán sức chịu tải ngang cực hạn từ các thông số nền đất cần tuân thủ theo các yêu cầu sau:

- Sức kháng theo phương ngang của cọc hoặc nhóm cọc phải được tính toán bằng cách sử dụng một cách thích hợp các ảnh hưởng kết cấu của các phản lực nền và các chuyển vị.

- Phân tích cọc chịu tải trọng ngang phải bao gồm khả năng phá hoại kết cấu của cọc trong đất nền bao gồm:

+ Cọc phải được kiểm tra theo phá hoại kết cấu theo điều 4.6.4 của tiêu chuẩn này.

+ Kết cấu cọc phải được thiết kế để thích ứng với tất cả các tình huống mà cọc có thể phải chịu, bao gồm: điều kiện sử dụng, ví dụ như tình trạng ăn mòn; điều kiện hạ cọc, ví dụ điều kiện bất lợi về nền đất như đá tảng mặt đá gốc nghiêng, dốc; các yếu tố khác ảnh hưởng đến khả năng đóng cọc, bao gồm chất lượng các mối nối; đối với cọc đúc sẵn, điều kiện vận chuyển cọc đến hiện trường và hạ cọc.

+ Trong khi thiết kế kết cấu, sai số thi công quy định cho loại cọc, các thành phần tác động và sự làm việc của móng phải được xét đến.

+ Phải kiểm tra khả năng mất ổn định của các cọc có độ mảnh lớn hạ qua nước hoặc trầm tích dày của đất rất yếu.

...

...

...

- Tính toán sức kháng theo phương ngang của cọc dài và mảnh có thể được thực hiện bằng cách sử dụng bài toán dầm chịu tải trọng tại đỉnh và tựa trên môi trường biến dạng được đặc trưng bởi mô đun phản lực nền theo phương ngang.

- Độ xoay tự do của cọc tại vị trí liên kết với kết cấu phải được đưa vào tính toán khi đánh giá độ bền theo phương ngang của móng.

c) Sức chịu tải ngang cực hạn đặc trưng của cọc đơn (R_tr,k) cần được tính toán từ:

R_s = min(R_tr,short,k,R_tr,long,k)

(102)

Trong đó:

R_tr,short,k: sức chịu tải ngang cực hạn đặc trưng của cọc đơn quay hay dịch chuyển như một vật cứng (“cơ chế cọc ngắn”);

R_tr,long,k: sức chịu tải ngang cực hạn đặc trưng của cọc đơn mà bị uốn gần đỉnh của nó (“cơ chế cọc dài”).

2) Đất hạt thô

...

...

...

(103)

Trong đó:

func {...} biểu thị một hàm của các biến kèm theo;

φ_k: góc sức kháng cắt đặc trưng;

γ_k: trọng lượng đơn vị đặc trưng của đất;

B: chiều rộng của cọc;

L: chiều dài chôn của cọc;

e: độ lệch tâm của tải trọng ngang áp dụng lên cọc;

...

...

...

CHÚ THÍCH: Hướng dẫn về dạng chính xác của hàm sử dụng trong biểu thức (103) tham khảo điều E.1 của Phụ lục E.

- Một cách khác, sức chịu tải ngang đơn vị cực hạn đặc trưng của cọc trong đất hạt thô có thể được tính toán bằng cách sử dụng lời giải dạng đóng của Brinch Hansen.

CHÚ THÍCH: Hướng dẫn về cách sử dụng phương pháp của Brinch Hansen tham khảo điều E.2 của Phụ lục E.

3) Đất hạt mịn

- Trong các loại đất hạt mịn, sức chịu tải ngang đơn vị cực hạn đặc trưng của cọc (R_tr,k) có thể được tính bằng phương pháp của Broms từ một biểu thức có dạng:

(104)

Trong đó:

c_u,k: cường độ chịu cắt không thoát nước đặc trưng của đất; và các ký hiệu khác như đã định nghĩa trong biểu thức (103).

...

...

...

- Một cách khác, sức chịu tải ngang đơn vị cực hạn đặc trưng của cọc trong đất hạt mịn có thể được tính toán bằng cách sử dụng lời giải dạng đóng của Brinch Hansen.

CHÚ THÍCH: Hướng dẫn về cách sử dụng phương pháp của Brinch Hansen tham khảo điều E.2 của Phụ lục E.

8.5.3.2  Các mô hình tính dựa trên kết quả thí nghiệm hiện trường

Việc tính toán sức chịu tải ngang cực hạn từ kết quả thí nghiệm hiện trường phải phù hợp với điều 8.5.3.1, 1), b).

8.5.3.3  Các mô hình tính dựa trên thí nghiệm thử tải tĩnh cho cọc

- Sức chịu tải ngang cực hạn của móng cọc có thể được tính trực tiếp từ kết quả thí nghiệm thử tải tĩnh cho cọc.

- Việc tính toán sức chịu tải ngang cực hạn từ các thí nghiệm thử tải tĩnh cho cọc phải phù hợp với các yêu cầu sau:

+ Thí nghiệm cọc chịu tải trọng ngang thông thường không cần đạt đến trạng thái phá hoại. Cường độ và hướng tác động của tải trọng thí nghiệm cần giống như tải trọng thiết kế tác dụng lên cọc.

+ Phải dự liệu sự thay đổi của nền, đặc biệt là khoảng vài mét gần đầu cọc, khi lựa chọn số lượng cọc thí nghiệm và dự báo sức chịu tải trọng ngang thiết kế từ kết quả thí nghiệm tải trọng.

...

...

...

8.5.4  Lún

1) Lún của móng cọc có thể được tính toán bằng bất kỳ mô hình nào sau đây, nếu thích hợp:

- Lý thuyết về độ đàn hồi;

- Các đường cong t-z ;

- Mô hình ứng suất-biến dạng hyperbol;

Các mô hình số, bao gồm:

- Phương pháp hệ số tương tác;

- Phương pháp phần tử biên;

- Phương pháp phần tử hữu hạn;

...

...

...

- Các mô hình thích hợp khác không được liệt kê ở đây.

2) Hiệu lực của mô hình lún cọc được sử dụng cho thiết kế cần được chứng minh bằng các thí nghiệm thử tải tĩnh cho cọc trong các trường hợp tương đương.

CHÚ THÍCH: Hướng dẫn về tính lún cho móng cọc tham khảo điều 7.4 của TCVN 10304: 2014.

8.5.5  Dịch chuyển ngang

1) Sự dịch chuyển ngang của móng cọc có thể được tính bằng bất kỳ mô hình nào sau đây, nếu thích hợp:

- Lý thuyết đàn hồi;

- Các đường cong p-y;

- Mô hình phản lực nền;

Các mô hình số, bao gồm:

...

...

...

- Phương pháp phần tử biên;

- Phương pháp phần tử hữu hạn; hoặc là

- Các mô hình thích hợp khác không được liệt kê ở đây.

2) Do độ cứng huy động giảm rất nhanh so với chuyển động đầu cọc khi sử dụng mô hình đàn hồi tuyến tính và phản lực nền, nên lựa chọn phương pháp khác để tính toán chuyển vị ngang của móng cọc.

3) Các điều kiện nền đất gần bề mặt cục bộ có thể có ảnh hưởng đáng kể đến phản ứng của từng cọc đối với tải trọng bên.

4) Độ cứng đầu cọc có thể có ảnh hưởng đáng kể đến phản ứng của nhóm cọc chịu tải trọng bên.

8.6  Thiết kế trạng thái giới hạn cực hạn

8.6.1  Quy định chung

Thiết kế trạng thái giới hạn cực hạn của móng cọc cần phù hợp với điều 7.5.1 của tiêu chuẩn này.

...

...

...

8.6.2.1  Cọc đơn

Tiêu chuẩn này cung cấp một số phương pháp thay thế để xác định sức kháng nén cực hạn của cọc đơn, bao gồm các phương pháp dựa trên:

- Thí nghiệm thử tải tĩnh cho cọc;

- Kết quả thí nghiệm nền đất;

- Thí nghiệm thử động;

- Các công thức đóng cọc; và

- Phân tích phương trình sóng.

1) Giá trị thiết kế của sức kháng nén cực hạn của cọc đơn (R_c,d) nên được xác minh theo quy trình thay thế, cụ thể là:

...

...

...

Trong đó:

R_b,k: giá trị đặc trưng của sức kháng mũi cực hạn (tính toán) của cọc;

R_s,k: giá trị đặc trưng của sức kháng thân cực hạn (tính toán) của cọc;

γ_b và γ_s các hệ số thành phần đã cho trong điều A.3.3.2 của Phụ lục A, các giá trị này phụ thuộc vào mức độ thí nghiệm cọc để chứng minh cho việc tính sức kháng.

2) Sức kháng nén địa kỹ thuật cực hạn của cọc đơn có thể được xác định khi sử dụng chỉ một mình tiếp cận thiết kế đã nêu ở điều 4.7.3, 4) với Tổ hợp 2, do các giá trị các hệ số thành phần γ_b và γ_s đã cho trong điều A.3.3.2 của Phụ lục A tiếp cận thiết kế với Tổ hợp 1 không thể khống chế thiết kế.

3) Lực nén thiết kế (F_c,d) đặt trên cọc đơn tại trạng thái giới hạn cực hạn của nó được tính theo:

(106)

Trong đó:

...

...

...

W_k: tự trọng đặc trưng của cọc;

P_dd,k: lực nén đặc trưng bổ sung do lực kéo xuống đã cho trong biểu thức (94);

ψ_i: hệ số tổ hợp tương ứng đối với lực thứ i;

γ_F,i: hệ số thành phần tương ứng trên tác động đối với lực thứ i;

γ_G: hệ số thành phần trên các tải trọng thường xuyên.

4) Lực nén đặc trưng bổ sung do lực kéo xuống (P_dd,k) chỉ nên được đưa vào biểu thức (106) khi chuyển vị đầu cọc tại trạng thái giới hạn cực hạn địa kỹ thuật nhỏ hơn so với độ lún mặt đất dự kiến. Trong trường hợp đó, sức chịu tải của cọc cũng nên được giảm tương ứng:

(107)

Trong đó:

...

...

...

5) Phương pháp được sử dụng để xác định trạng thái giới hạn cực hạn của cọc có thể dựa trên bất kỳ tiêu chí nào sau đây:

- Tải trọng cực hạn được đo tại một độ lún bằng 10% đường kính của cọc, khi khó xác định trạng thái giới hạn cực hạn từ đường cong tải trọng lún;

- Tiêu chí Chin [14], khi giả sử một đường cong tải trọng - độ lún hyperbol; hoặc

- Phương pháp của Fleming [15], giả định các đường cong hyperbol tải trọng - độ lún riêng cho thân và mũi và độ co ngắn đàn hồi của cọc;

- Giới hạn đặt ban đầu của Davisson [16];

- Phương pháp độ dốc và tiếp tuyến của Butler và Hoy [17].

8.6.2.2  Nhóm cọc

Khi mũi cọc có độ bền kết cấu đủ để phân phối lại các tải trọng trục trên nhóm, việc huy động toàn bộ lực kháng địa kỹ thuật của một cọc có thể xảy ra trong một nhóm lớn cọc (gồm 5 cọc trở lên) mà nhóm cọc không đạt tới trạng thái giới hạn cực hạn.

1) Sức kháng nén của nhóm cọc cần được xác minh khi giả định các cọc đơn và nền đất giữa chúng đóng vai trò như một khối.

...

...

...

3) Giá trị thiết kế của sức kháng nén cực hạn của nhóm cọc (R_{group, c, d}) cần được tính toán từ:

(R_{group, c, d}) = min(R_sum,c,d ; R_block,c,d ; R_row,c,d)

(108)

Trong đó:

R_sum,c,d: tổng của sức kháng nén cực hạn của tất cả các cọc đơn;

R_block,c,d: sức kháng nén cực hạn của khối bao trọn nhóm cọc;

R_row,c,d: sức kháng nén cực hạn của hàng cọc bên trong khối đó.

4) Giá trị thiết kế của sức kháng nén cực hạn của một nhóm lớn cọc chịu các tải trọng ngang và/hoặc mô men lớn có thể được tính theo:

R_{group,c, d} = R_sum,c,d

...

...

...

CHÚ THÍCH: Với mục đích của điều khoản này, một nhóm cọc được coi là “lớn” nếu nó bao gồm năm cọc trở lên và có một đài cọc mà có thể phân phối lại tải trọng dọc trục trong nhóm.

5) Tổng các sức kháng nén cực hạn của cọc đơn (R_sum,c,d) cần được tính từ:

(110)

Trong đó:

(R_c,d)_j: giá trị thiết kế của sức kháng nén cực hạn của cọc thứ j;

n: tổng số các cọc trong nhóm.

6) Trong đất hạt thô, giá trị thiết kế của sức kháng nén cực hạn của khối mà bao trọn nhóm cọc (R_block,c,d) có thể tính từ:

...

...

...

Trong đó:

K₀: hệ số áp lực đất khi tĩnh;

: ứng suất đứng trung bình hữu hiệu trên phía cạnh bên của khối, (kPa);

φ: góc sức kháng cắt của đất, (°);

A_s: tổng diện tích mặt bên của khối (ví dụ: chu vi khối x chiều dài cọc), (m^2);

S_block: một yếu tố hình dạng được chọn theo 7.4.1.2 của tiêu chuẩn này;

N_q: hệ số sức chịu tải được chọn theo 7.4.1.2 của tiêu chuẩn này;

σ’_v,b: ứng suất đứng hữu hiệu tại đáy khối, (kPa); và

A_b: tổng diện tích đáy của khối (nghĩa là chiều rộng x cạnh bên của khối), (m^2).

...

...

...

(112)

Trong đó:

: cường độ chịu cắt không thoát nước thiết kế trung bình của đất trên cạnh bên của khối, (kPa);

A_s: tổng diện tích cạnh bên của khối (nghĩa là chu vi của khối x chiều dài cọc), (m^2);

S_block: hệ số hình dạng chọn theo 7.4.1.3 của tiêu chuẩn này;

N_c: hệ số chịu tải chọn theo 7.4.1.3 của tiêu chuẩn này;

c_u,b,d: cường độ chịu cắt không thoát nước thiết kế của đất tại đáy khối, (kPa);

A_b: tổng diện tích đáy của khối (nghĩa là chiều rộng x cạnh bên khối), (m^2).

...

...

...

CHÚ THÍCH 2: Trừ khi khoảng cách giữa các hàng thay đổi hoặc tác động từ các lực ngang hoặc các mô men lớn so với tác động từ các lực đứng, sức kháng nén của một hàng cọc thường không thể khống chế thiết kế và do đó có thể bỏ qua.

8.6.3  Sức kháng kéo/nhổ

8.6.3.1  Cọc đơn

Tiêu chuẩn này cung cấp hai phương pháp thay thế để kiểm tra sức kháng kéo cực hạn của cọc đơn, bao gồm các phương pháp dựa trên:

- Thí nghiệm thử tải tĩnh cho cọc;

- Kết quả thí nghiệm nền đất.

1) Giá trị thiết kế của sức kháng chịu kéo cực hạn của cọc đơn (R_{t, d}) được xác minh theo quy trình thay thế, cụ thể là:

(113)

...

...

...

R_t,k: giá trị đặc trưng của sức kháng chịu kéo cực hạn tính toán của cọc;

R_s,k: giá trị đặc trưng của sức kháng thân cực hạn tính toán của cọc;

γ_s,t: hệ số thành phần đã cho trong điều A.3.3.2 của Phụ lục A, phụ thuộc vào mức độ thí nghiệm cọc đã thực hiện để chứng minh cho tính toán sức kháng.

2) Sức kháng chịu kéo cực hạn của cọc đơn có thể xác minh khi sử dụng chỉ một mình Tiếp cận thiết kế đã nêu ở điều 4.7.3, 4) với Tổ hợp 2, do các giá trị các hệ số thành phần γ_s,t đã cho trong điều A.3.3.2 của Phụ lục A do Tiếp cận thiết kế với Tổ hợp 1 không thể khống chế thiết kế.

8.6.3.2  Nhóm cọc

1) Sức kháng chịu kéo của một nhóm cọc nên được xác minh khi giả thiết các cọc đơn và đất nền giữa chúng tác động như một khối.

2) Giá trị thiết kế của sức kháng chịu kéo cực hạn của nhóm cọc (R_group,t,d) được tính từ:

(R_{group,t, d}) = min(R_sum,t,d ; R_block,t,d ; R_row,t,d)

(114)

...

...

...

R_sum,t,d: tổng các sức kháng chịu kéo cực hạn của tất cả các cọc đơn;

R_block,t,d: sức kháng chịu kéo cực hạn của khối mà bao trọn nhóm cọc;

R_row,t,d: sức kháng chịu kéo cực hạn của hàng cọc bên trong khối đó.

3) Tổng các sức kháng chịu kéo cực hạn của các cọc đơn (R_sum,t,d) được tính từ:

(115)

Trong đó:

(R_t,d)_j: giá trị thiết kế của sức kháng chịu kéo cực hạn của cọc j;

n: tổng số cọc trong nhóm.

...

...

...

(116)

Trong đó:

K₀: hệ số áp lực đất khi tĩnh;

: ứng suất đứng trung bình hữu hiệu trên phía bên của khối, (kPa);

φ: góc sức kháng cắt của đất, (°);

A_s: tổng diện tích mặt bên của khối (ví dụ: chu vi khối x chiều dài cọc), (m^2);

S_block: một hệ số hình dạng được chọn theo 7.4.1.2 của tiêu chuẩn này.

5) Trong đất hạt mịn, giá trị thiết kế của sức kháng chịu kéo cực hạn của khối mà bao trọn nhóm cọc (R_block,t,d) có thể tính từ:

...

...

...

(117)

Trong đó:

: cường độ chịu cắt không thoát nước thiết kế trung bình của đất trên cạnh bên của khối, (kPa);

A_s: tổng diện tích cạnh bên của khối (nghĩa là chu vi khối x chiều dài cọc), (m^2);

S_block: hệ số hình dạng chọn theo 7.4.1.3 của tiêu chuẩn này.

6) Giá trị thiết kế của sức kháng chịu kéo cực hạn của một hàng cọc trong khối (R_{row, t, d}) có thể được tính theo cách tương tự như với toàn bộ khối, điều chỉnh A_s cho phù hợp.

CHÚ THÍCH: Trừ khi khoảng cách giữa các hàng biến đổi hoặc tác động từ các lực ngang hoặc các mô men lớn so tương đối với tác động từ các lực đứng, sức kháng chịu kéo của một hàng cọc có thể bỏ qua vì nó thường không thể khống chế thiết kế.

8.6.3.3  Sức chịu tải ngang

- Giá trị thiết kế của sức chịu tải ngang cực hạn của cọc đơn (R_tr,d) được tính toán từ:

...

...

...

Trong đất hạt thô

Trong đất hạt mịn

(118)

Trong đó:

φ_d: góc sức kháng cắt thiết kế của đất;

γ_d: trọng lượng đơn vị thiết kế của đất;

c_u,d: cường độ chịu cắt không thoát nước thiết kế của đất;

M_Rd: sức kháng chịu uốn cực hạn thiết kế của cọc; và các ký hiệu khác đã được định nghĩa trong biểu thức (103).

- Giá trị thiết kế của các thông số nền đất sử dụng trong biểu thức (118) phải phù hợp với điều 4.6.2, với các hệ số thành phần γ_cu, γ_φ, và γ_γ như đã quy định trong điều A.3.2 của Phụ lục A cho Tiếp cận thiết kế đã nêu ở điều 4.7.3, 4) của tiêu chuẩn này với các Tổ hợp 1 và 2.

...

...

...

8.7  Trạng thái giới hạn khả năng sử dụng

8.7.1  Quy định chung

1) Các trạng thái giới hạn khả năng sử dụng cần được xác minh theo điều 4.8, 1) của tiêu chuẩn này, bằng đảm bảo:

E_d ≤ C_d

(119)

Trong đó:

E_d: các ảnh hưởng thiết kế của các tác động đã quy định trong tiêu chí sử dụng;

C_d: giá trị giới hạn của tiêu chí sử dụng liên quan.

2) Khi thích hợp, cần dự trữ đối với sự co ngắn đàn hồi của thân cọc chịu tải trọng dọc trục.

...

...

...

1) Để giữ độ lún ở mức tối thiểu, giới hạn tải trọng đại diện trên một cọc ma sát ở sức kháng thân đặc trưng của nó (do đó giảm sức kháng mũi của nó). Tiêu chí sử dụng có liên quan C_d trong biểu thức (119) là sức kháng thân của cọc được tính toán cho các điều kiện trạng thái giới hạn cực hạn.

2) Độ lún móng cọc có thể được xác minh bằng cách đáp ứng các tiêu chí về sử dụng sau:

(120)

Trong đó:

F_c,rep: giá trị đại diện của lực nén tác dụng trên cọc trong trạng thái giới hạn khả năng sử dụng của nó;

R_s,k: giá trị đặc trưng của sức kháng thân cực hạn của cọc;

γ_s,SLS: hệ số thành phần của sức kháng thân trong trạng thái giới hạn khả năng sử dụng.

CHÚ THÍCH: Ký hiệu γ_s,SLS đưa vào đây để tránh nhầm với giá trị γ_s sử dụng trong các điều kiện trạng thái giới hạn cực hạn.

...

...

...

CHÚ THÍCH 1: Với γ_s,SLS ≥ 1,0, độ lún của cọc đơn có thể bị giới hạn dưới 3% đường kính của nó, D; với γ_s,SLS ≥ 1,2, độ lún có thể bị giới hạn dưới 1,5% D.

CHÚ THÍCH 2: Sử dụng biểu thức (120) có thể dẫn đến thiết kế không kinh tế khi:

- Trạng thái giới hạn khả năng sử dụng đã được xác minh bằng cách tính toán hoặc thí nghiệm tải trọng;

- Độ lún cọc không phải là mối quan tâm;

- Cọc được thi công bằng cách đóng vào nền đất có khả năng tốt; hoặc

- Độ cứng của đất nền dưới chân cọc đã được cải thiện đáng kể (ví dụ, bằng phun vữa đáy).

4) Giá trị thiết kế của lực nén tác động trên cọc đơn tại trạng thái giới hạn khả năng sử dụng của nó phải được tính từ biểu thức (106) với giá trị của các hệ số thành phần γ_F,i và γ_G thường được lấy là 1,0.

CHÚ THÍCH: Ký hiệu γ_s,SLS đưa vào đây để tránh nhầm với giá trị γ_s sử dụng trong các điều kiện trạng thái giới hạn cực hạn.

8.8  Thiết kế kết cấu

...

...

...

1) Thiết kế kết cấu móng cọc phải phù hợp các điều khoản sau:

- Thiết kế kết cấu bê tông của móng phải phù hợp với tiêu chuẩn TCVN 11820-3: 2019 và các tiêu chuẩn liên quan khác.

- Thiết kế kết cấu thép của móng phải phù hợp với tiêu chuẩn TCVN 11820-3: 2019 và các tiêu chuẩn liên quan khác.

Thiết kế kết cấu của cọc đơn nên xem xét:

- Sức kháng chịu nén và kéo của thân cọc;

- Sức kháng cắt của thân cọc;

- Sức kháng chịu uốn của thân cọc;

- Sức kháng chịu xoắn của thân cọc;

- Sức kháng uốn dọc của thân cọc, đặc biệt là trong trường hợp không có sự cản trở thành bên từ nền đất, ví dụ nếu một khoảng trống mở ra xung quanh cọc trong quá trình thi công (được gọi là “tạo hố trước”);

...

...

...

- Liên kết của cọc với mũ cọc hoặc sàn;

- Đầu cọc bị loe;

- Các tổ hợp tải trọng dọc trục và mô men;

- Chiều rộng vết nứt bê tông.

2) Với mục đích thiết kế kết cấu của nó, giá trị thiết kế của lực nén tác dụng cho cọc đơn ở trạng thái giới hạn cực hạn phải được tính toán từ biểu thức (101).

3) Có thể xem xét khả năng tải trọng với một mức độ lệch tâm nào đó trên nền móng chỉ bao gồm một hoặc hai cọc. Các cọc cần được thiết kế để chống lại sự uốn mà sảy ra hoặc mũi cọc phải hạn chế có hiệu quả các dịch chuyển ngang hoặc quay. Các hạn chế này và tiết diện cọc hoặc cả hai nên đủ để chống lại những mô men do tải trọng lệch tâm hoặc các nguyên nhân khác.

8.8.2  Cọc khoan nhồi

Thiết kế kết cấu của cọc khoan nhồi phải phù hợp với TCVN 9395:2012.

8.8.3  Cọc chế tạo sẵn

...

...

...

Thiết kế kết cấu của cọc bê tông đúc sẵn thường thường được điều chỉnh bởi các ứng suất xảy ra trong quá trình xử lý (nâng, xếp và vận chuyển) và đóng/hạ vào nền đất.

- Cọc bê tông đúc sẵn phải được thiết kế để chịu được các ứng suất xảy ra trong quá trình xử lý (nâng, xếp và vận chuyển) và đóng/hạ vào nền đất.

- Các điểm cẩu nâng cần được đánh dấu rõ ràng trên tất cả các cọc bê tông đúc sẵn.

2) Cọc thép chịu lực

- Thiết kế kết cấu của cọc thép chịu lực thường được điều chỉnh bởi các ứng suất xảy ra trong quá trình đóng/hạ vào nền đất.

- Cọc thép chịu lực nên được thiết kế để chịu được các ứng suất xảy ra trong quá trình xử lý (nâng, xếp và vận chuyển) và đóng/hạ vào nền đất.

9  Phá hoại do thủy lực

9.1  Quy định chung

1) Các điều khoản của phần này áp dụng cho phá hoại nền đất do áp lực nước lỗ rỗng hoặc thấm nước lỗ rỗng khi cần kiểm tra: Phá hoại do trồi nền.

...

...

...

CHÚ THÍCH 2: Các điều kiện phá hoại nền do thủy lực có thể được biển diễn dưới dạng của ứng suất tổng và áp lực nước lỗ rỗng hoặc ứng suất hữu hiệu và gradient thủy lực. Đối với phá hoại do trồi nền, cả ứng suất tổng và ứng suất hữu hiệu được áp dụng.

2) Việc xác định gradient thủy lực, áp lực nước lỗ rỗng hoặc lực thấm cần xét đến:

- Sự thay đổi tính thấm của đất theo thời gian và không gian;

- Thay đổi mực nước và áp lực nước lỗ rỗng theo thời gian;

- Mọi thay đổi điều kiện biên (ví dụ như đào hố phía hạ lưu).

3) Cần chú ý sự phân lớp đất khác nhau có thể khác nhau đối với các cơ chế phá hoại khác nhau.

4) Khi trồi do thủy lực, xói dạng ống hoặc xói ngầm gây nguy hiểm đáng kể đến tính nguyên trạng của kết cấu địa kỹ thuật, phải sử dụng các biện pháp làm giảm gradient thủy lực.

9.2  Phá hoại do trồi nền

1) Phải kiểm tra sự ổn định của đất chống lại trồi nền thông qua biểu thức (9a) hoặc (9b) cho mỗi cột địa tầng liên quan. Biểu thức (9a) mô tả trạng thái ổn định dưới dạng áp lực nước lỗ rỗng và ứng suất tổng. Biểu thức (9b) mô tả trạng thái tương tự dưới dạng lực thấm và trọng lượng đẩy nổi. Ví dụ về tình huống phải kiểm tra trồi nền được nêu trong Hình 8. Các phương pháp kiểm tra chi tiết về sự ổn định do trồi nền được trình bày trong các kết cấu cụ thể.

...

...

...

CHÚ DẪN:

1  Cao độ hố đào (trái); mực nước tự do (mặt) (phải)

2  Nước

3  Cát

Hình 8 - Ví dụ về tình huống có nguy cơ trồi nền

2) Phải kể đến tất cả những điều kiện bất lợi khi xác định giá trị tiêu chuẩn của áp lực nước lỗ rỗng như:

- Các lớp đất mỏng có tính thấm thấp;

- Tác động không gian như hố đào chật hẹp, hình tròn hoặc hình chữ nhật dưới mực nước.

3) Biện pháp thông thường nhất được sử dụng để chống lại sự phá hoại do trồi nền là:

...

...

...

- Tăng trọng lượng để tạo lực giữ.

10  Ổn định tổng thể

10.1  Quy định chung

Tùy thuộc vào các điều kiện thiết kế tại vị trí xây dựng cụ thể, sử dụng phương pháp các hệ số thành phần được trình bày trong phần này hoặc phương pháp hệ số sức kháng và hệ số tải trọng được trình bày trong Phụ lục F để kiểm tra ổn định.

Các điều khoản trong chương này phải áp dụng với ổn định tổng thể và chuyển vị trong nền tự nhiên hay nhân tạo, xung quanh móng, kết cấu tường chắn, mái dốc tự nhiên, đê đập hoặc hồ đào.

Các điều khoản về ổn định tổng thể liên quan đến kết cấu đặc biệt cần tuân theo các yêu cầu riêng trình bày trong các kết cấu cụ thể.

10.2  Các trạng thái giới hạn

1) Toàn bộ các trạng thái giới hạn có thể xảy ra đối với mỗi loại nền đất phải được xem xét nhằm đảm bảo các yêu cầu cơ bản về ổn định, biến dạng giới hạn, tính thấm và các giới hạn về chuyển vị của kết cấu hoặc hệ thống kỹ thuật lân cận.

2) Một số trạng thái giới hạn có thể xảy ra được liệt kê dưới đây:

...

...

...

- Chuyển vị qua mức của nền do biến dạng cắt, lún, dao động hoặc trồi;

- Hư hỏng hoặc không đáp ứng điều kiện về sử dụng của các kết cấu lân cận, đường xá hoặc hệ thống kỹ thuật do chuyển vị của nền.

10.3  Tải trọng và các trường hợp thiết kế

1) Danh mục được liệt kê trong 4.2, 4) của tiêu chuẩn này cần được xét đến khi lựa chọn các tải trọng để tính toán các trạng thái giới hạn.

2) Ảnh hưởng trong các trường hợp dưới đây phải được kể đến trong tính toán khi cần thiết:

- Quá trình thi công;

- Mái dốc hoặc kết cấu mới bên trên hoặc bên cạnh vị trí cụ thể.

- Chuyển dịch trước đây của nền hoặc còn đang tiếp diễn do những nguyên nhân khác nhau:

- Dao động;

...

...

...

- Thảm thực vật hoặc phát quang;

- Tác động cả con người hoặc động vật;

- Thay đổi hàm lượng nước hoặc áp lực nước lỗ rỗng;

- Tác động sóng.

3) Ở trạng thái giới hạn cực hạn, phải lựa chọn mực nước tự do (mặt) và mực nước ngầm thiết kế hoặc các tổ hợp của chúng từ số liệu về địa chất thủy văn sẵn có và khảo sát ngoài hiện trường để đưa ra các trạng thái bất lợi nhất có thể xảy ra trong trường hợp thiết kế đang được xem xét, phải đánh giá khả năng phá hoại của các hệ thống thoát nước, lọc hoặc cách nước.

4) Cần xem xét khả năng khi kênh hoặc hồ được tháo khô để bảo dưỡng, hoặc đập bị phá hoại. Đối với trạng thái giới hạn về điều kiện sử dụng ít khắt khê hơn, có thể sử dụng mục nước hoặc áp lực nước lỗ rỗng điển hình.

5) Với các mái dốc dọc theo cầu cảng, những điều kiện thủy lực bất lợi nhất là thấm ổn định khi mực nước ngầm cao nhất và hạ nhanh xuống mực nước tự do (mặt).

6) Phải kể đến phạm vi thấm không đẳng hướng và sự thay đổi của đất khi tính toán sự phân bố áp lực nước lỗ rỗng thiết kế.

10.4  Những lưu ý về thiết kế và thi công

...

...

...

2) Phải xem xét ổn định tổng thể và chuyển vị của nền đỡ công trình đã có, kết cấu mới, mái dốc hoặc hố đào cần được xem xét.

3) Trường hợp tính ổn định của nền đất không thể kiểm tra rõ ràng trước khi thiết kế, nên quy định khảo sát bổ sung, quan trắc và phân tích theo 10.7 của tiêu chuẩn này.

4) Các kết cấu điển hình cần được thực hiện phân tích ổn định tổng thể là:

- Kết cấu tường chắn đất;

- Hố đào, mái dốc hoặc khối đắp;

- Móng trên nền dốc, mái dốc tự nhiên hoặc khối đắp.

- Móng ở gần hố đào, mái dốc, kết cấu chôn ngầm hoặc ven bờ.

CHÚ THÍCH: Các bài toán về ổn định hoặc chuyển vị từ biến xảy ra chủ yếu với đất hạt mịn có bề mặt dốc. Tuy nhiên, sự mất ổn định cũng có thể xảy ra ở đất chưa cố kết và đá nứt nẻ trên mái dốc khi góc nghiêng do xói mòn gần với góc kháng cắt. Chuyển vị gia tăng thường được thấy ở những nơi áp lực nước lỗ rỗng cao.

5) Nếu tính ổn định của khu vực xây dựng không thể kiểm tra rõ ràng hoặc chuyển vị được coi là không thể chấp nhận đối với địa điểm sẽ sử dụng thì địa điểm đó phải coi là không phù hợp nếu không có các biện pháp về ổn định.

...

...

...

7) Bề mặt mái dốc chịu nguy cơ xói mòn tiềm tàng phải được bảo vệ nếu có yêu cầu nhằm đảm bảo duy trì độ an toàn.

8) Các mái dốc cần được phủ kín, trồng cỏ hoặc bảo vệ bằng biện pháp nhân tạo. Đối với mái dốc có cơ, có thể xem xét bố trí hệ thống thoát nước.

9) Quá trình thi công cần phải kể đến những tác động xa hơn mà có thể ảnh hưởng đến ổn định tổng thể hoặc độ lớn của chuyển vị.

10) Các mái dốc có thể không ổn định có thể được gia cường bằng cách:

- Phủ bằng bê tông có hoặc không có kết cấu neo;

- Chắn bằng rọ đá có lưới thép hoặc lồng vải địa kỹ thuật;

- Đinh đất;

- Thảm thực vật;

- Hệ thống thoát nước;

...

...

...

10.5  Thiết kế trạng thái giới hạn cực hạn

1) Ổn định tổng thể của mái dốc bao gồm các kết cấu hiện có, chịu ảnh hưởng hoặc có kế hoạch xây dựng phải được kiểm tra theo trạng thái giới hạn cực hạn (GEO và STR) với các giá trị thiết kế của tải trọng, sức kháng và cường độ, trong đó các hệ số thành phần được định nghĩa trong điều A.3.1, A.3.2 và A.3.3.5 của Phụ lục A.

CHÚ THÍCH: Các giá trị của hệ số thành phần có thể được quy định trong Phụ lục A.

2) Tất cả các dạng phá hoại có liên quan phải được kể đến trong phân tích ổn định tổng thể của nền, đất hoặc đá.

3) Cần xem xét những điểm dưới đây khi lựa chọn phương pháp tính toán:

- Sự phân chia địa tầng;

- Sự tồn tại và độ dốc của các đứt đoạn;

- Thấm và sự phân bố áp lực nước lỗ rỗng;

- Tính ổn định ngắn hạn và dài hạn;

...

...

...

- Dạng phá hoại (mặt tròn hoặc không tròn, lật, dòng bùn);

- Sử dụng các phương pháp số.

4) Khối đất hoặc đá trong phạm vi mặt phá hoại thông thường được xử lý như một vật cứng hoặc các vật cứng chuyển động đồng thời. Các mặt phá hoại hoặc mặt tiếp xúc giữa các miếng cứng có thể đa dạng như mặt phẳng, tròn và những dạng phức tạp hơn. Một cách khác, tính ổn định có thể được kiểm tra bằng sự phân tích giới hạn hoặc sử dụng phương pháp phần tử hữu hạn.

5) Mặt phá hoại hình tròn thường giả thiết khi nền hoặc vật liệu nền đắp tương đối đồng nhất và đẳng hướng.

6) Đối với mái dốc trên đất phần lớp với sự thay đổi đáng kể của cường độ chịu cắt, cần chú ý đặc biệt đến các lớp có độ bền thấp hơn. Điều này có thể dẫn đến yêu cầu phân tích mặt trượt gãy khúc.

7) Đối với các vật liệu ghép nổi, bao gồm đá cứng và đất phân lớp hoặc đất nứt nẻ, hình dạng của mặt phá hoại bị chi phối từng phần hoặc toàn bộ bởi tính không liên tục. Phân tích nêm 3 chiều thường được thực hiện trong trường hợp này.

8) Với các mái dốc trước kia đã trượt, tiềm năng trượt tiếp cần được phân tích với các mặt phá hoại hình tròn cũng như không phải hình tròn. Hệ số thành phần thường dược sử dụng cho phân tích ổn định tổng thể có thể không thích hợp với điều kiện này.

9) Nên xem xét sử dụng mặt phá hoại 3 chiều nếu không thể giả thiết mặt phá hoại 2 chiều.

10) Phân tích mái dốc cần kiểm tra mô men tổng thể và ổn định theo phương thẳng đứng của khối trượt. Nếu sử dụng phương pháp các mảnh và sự cân bằng theo phương ngang không được kiểm tra, nên giả thiết lực giữa các mảnh theo phương nằm ngang.

...

...

...

12) Vì sự phân biệt giữa tải trọng trọng lực thuận lợi và bất lợi không thể thực hiện được khi xác định mặt trượt bất lợi nhất, cần xem xét sự không chắc chắn về trọng lượng đơn vị của đất bằng cách áp dụng các giá trị đặc trưng ở cận trên và dưới.

13) Thiết kế phải chứng tỏ biến dạng của nền dưới các tác động thiết kế do từ biến hoặc lún ở khu vực sẽ không gây ra nguy hiểm quá mức đến kết cấu hoặc hạ tầng đặt bên trên, ở bên trong hoặc bên cạnh nền đó.

10.6  Thiết kế trạng thái giới hạn điều kiện sử dụng

1) Thiết kế phải đảm bảo cho biến dạng của nền sẽ không đạt tới trạng thái giới hạn điều kiện sử dụng trong kết cấu và các hạ tầng kỹ thuật nằm bên trên hoặc bên cạnh nền đó.

2) Xem xét độ lún của nền do các nguyên nhân sau đây:

- Thay đổi điều kiện nước ngầm và áp lực nước lỗ rỗng tương ứng;

- Từ biến dài hạn dưới các điều kiện thoát nước;

- Mất thể tích ở lớp hòa tan dưới sâu;

3) Do phương pháp phân tích và phương pháp số hiện tại thường xuyên không đưa ra những dự báo đáng tin cậy về biến dạng của mái dốc tự nhiên, việc đạt tới trạng thái giới hạn điều kiện sử dụng được tránh bằng một trong các phương pháp sau đây:

...

...

...

- Quan trắc chuyển vị và quy định các hoạt động làm giảm hoặc ngăn ngừa chuyển vị nếu cần thiết.

10.7  Quan trắc

1) Nền phải được quan trắc bằng các thiết bị thích hợp nếu:

- Không thể chứng tỏ đủ chắc chắn bằng tính toán hoặc bằng phương pháp quy định rằng sẽ không xảy ra trạng thái giới hạn nêu trong điều 10.2 của tiêu chuẩn này;

- Những giả thiết trong tính toán không dựa trên những số liệu tin cậy.

2) Lập kế hoạch quan trắc để cung cấp số liệu về:

- Mực nước ngầm hoặc áp lực nước lỗ rỗng trong nền, qua đó có thể thực hiện phân tích hoặc kiểm tra ứng suất hữu hiệu;

- Chuyển dịch của đất theo phương thẳng đứng và phương nằm ngang nhằm dự báo diễn biến của biến dạng;

- Độ sâu và hình dạng của mặt chuyển động khi trượt phát triển để đưa ra các thông số độ bền của nền phục vụ cho thiết kế sửa chữa;

...

...

...

Phụ lục A

(Quy định)

Cách tiếp cận thiết kế và giá trị các hệ số thành phần, hệ số tương quan và hệ số mô hình đối với các trạng thái giới hạn cực hạn

A.1  Các thông số được xác định trong tiêu chuẩn này

A.1.1  Phạm vi

Phụ lục này cung cấp:

a) Các hệ số thành phần tải trọng địa kỹ thuật (γ_F) hoặc các ảnh hưởng của tải trọng địa kỹ thuật (γ_E) đối với các trạng thái giới hạn cực hạn trong các trường hợp thiết kế dài hạn và ngắn hạn;

b) Các hệ số thành phần của thông số nền đất (γ_M) đối với các trạng thái giới hạn cực hạn trong các trường hợp thiết kế dài hạn và ngắn hạn;

...

...

...

d) Các hệ số tương quan (ξ) đối với móng cọc trong tất cả các trường hợp thiết kế;

e) Kiến nghị về việc sử dụng các hệ số mô hình.

A.1.2  Cách tiếp cận thiết kế được sử dụng trong tiêu chuẩn

Cách tiếp cận thiết kế đã nêu trong điều 4.7.3 của tiêu chuẩn này, được sử dụng cùng với Phụ lục này đối với các trạng thái giới hạn STR và GEO. Khi áp dụng cách tiếp cận thiết kế đó, có thể tìm được sức kháng thiết kế cho cả Tổ hợp 1 và Tổ hợp 2 bằng cách sử dụng biểu thức (7c). Có thể sử dụng các biểu thức (7a) và (7b) là dạng đơn giản hóa của biểu thức (7c) tương ứng đối với trường hợp γ_R =  1 và γ_M = 1. Trong kiểm tra kháng trượt, biểu thức (60) và/hoặc (62) nên được sử dụng cho cả Tổ hợp 1 và Tổ hợp 2. Các biểu thức (60) và/hoặc (62) là dạng đơn giản hóa của các biểu thức đầy đủ để tính sức kháng trượt đối với trường hợp γ_R;h = 1.

A.1.3  Nguyên tắc “nguồn đơn”

Các hệ số thành phần được xác định cho các tải trọng thường xuyên trong Phụ lục này được thiết lập phù hợp với nguyên tắc hệ số thành phần đơn có thể áp dụng cho các tải trọng thường xuyên phát sinh từ một nguồn duy nhất cho các trạng thái giới hạn STR và GEO (xem Chú thích của điều 4.2, 9) của tiêu chuẩn này).

A.2  Các hệ số thành phần để kiểm tra trạng thái giới hạn cân bằng (EQU)

A.2.1  Các hệ số thành phần tải trọng (γ_F)

Để kiểm tra trạng thái giới hạn cân bằng (EQU), các giá trị hệ số thành phần tải trọng γ_F được lấy trong Bảng 1 của TCVN 11820-2: 2017. Các ký hiệu γ_G;sup và γ_G;inf trong TCVN 11820-2: 2017 tương đương với γ_G;dst và γ_G;stb trong tiêu chuẩn này.

...

...

...

Trong những trường hợp như vậy, khuyến nghị nên cân nhắc việc sử dụng các hệ số thành phần cao hơn.

Các hệ số thành phần được quy định trong TCVN 11820-2: 2017 có thể không phù hợp với trọng lượng của nước, áp lực nước ngầm và các tác động khác phụ thuộc vào mực nước, xem điều 4.7.3, 2), (2). Giá trị thiết kế của các tải trọng đó có thể được đánh giá trực tiếp theo điều 4.6.1, 2) và 4.6.1, 6). Ngoài ra, có thể áp dụng dự trữ an toàn cho mực nước đặc trưng, xem điều 4.6.1, 8) của tiêu chuẩn này.

Các tác động được liệt kê trong điều 4.2 của tiêu chuẩn này mà không có giá trị nào thiết lập trong TCVN 11820-1:2017 và TCVN 11820-2:2017 có thể chỉ định cho một dự án cụ thể. Các giá trị của tác động này và các hệ số thành phần của chúng và các hệ số tổ hợp nên được thỏa thuận với chủ đầu tư và các cơ quan có liên quan.

A.2.2  Các hệ số thành phần của thông số nền đất (γ_M) và các sức kháng địa kỹ thuật khác

Để kiểm tra trạng thái giới hạn cân bằng (EQU), các giá trị hệ số thành phần của thông số nền đất nên lấy theo Bảng A.1.

Bảng A.1 - Các hệ số thành phần của thông số nền đất (γ_M) đối với trạng thái giới hạn cân bằng (EQU)

Thông số nền đất

Kí hiệu

Giá trị

...

...

...

γ_φ'

1,1

Lực dính hữu hiệu

γ_c'

1,1

Cường độ chịu cắt không thoát nước

γ_cu

1,2

Cường độ có nở hông

...

...

...

1,2

Trọng lượng đơn vị

γ_γ

1,0

^A) Áp dụng đối với tanφ’ và tanφ’_cv, mặc dù có thể thích hợp hơn để xác định trực tiếp giá trị thiết kế của tanφ’_cv

CHÚ THÍCH: Giá trị của hệ số thành phần nên được lấy nghịch đảo của giá trị đã quy định nếu giá trị nghịch đảo như vậy tạo ra hiệu ứng mạnh hơn giá trị được quy định (nhưng xem cùng với Chú thích của điều 4.2, 9).

Để kiểm tra trạng thái giới hạn cân bằng EQU, các giá trị hệ số thành phần của sức kháng địa kỹ thuật như sức chịu tải của cọc, có thể lấy bằng căn bậc hai của các giá trị đối với STR và GEO đã cho trong các Bảng A.4, A.7 và A.8 dưới đây.

A.3  Các hệ số thành phần để kiểm tra trạng thái giới hạn kết cấu (STR) và địa kỹ thuật (GEO)

A.3.1  Các hệ số thành phần tải trọng (γ_F) hay ảnh hưởng của các tải trọng (γ_E)

...

...

...

Các hệ số thành phần được quy định trong TCVN 11820-2:2017 có thể không phù hợp với trọng lượng của nước, áp lực nước ngầm, các tác động khác phụ thuộc vào mực nước, xem điều 4.7.3, 2), (2). Giá trị thiết kế của các tải trọng như vậy có thể được đánh giá trực tiếp theo 4.6.1, 2) và 4.6.1, 6). Ngoài ra, một dự trữ an toàn có thể được áp dụng cho mực nước đặc trưng, xem 4.6.1, 8) của tiêu chuẩn này.

Các tải trọng được liệt kê trong 4.2 của tiêu chuẩn này mà không có giá trị cụ thể nào quy định trong TCVN 11820-2:2017 có thể chỉ định cho một dự án cụ thể. Các giá trị của tải trọng này và các hệ số thành phần và các hệ số tổ hợp nên được thỏa thuận với chủ đầu tư và các cơ quan liên quan.

A.3.2  Các hệ số thành phần của thông số nền đất (γ_M)

Để kiểm tra các trạng thái giới hạn kết cấu (STR) và địa kỹ thuật (GEO), các giá trị hệ số thành phần của thông số nền đất nên lấy theo Bảng A.2.

Bảng A.2 - Các giá trị hệ số thành phần của thông số nền đất (γ_M) đối với trạng thái giới hạn kết cấu STR và địa kỹ thuật GEO

Thông số nền đất

Ký hiệu

Bộ

M1

...

...

...

Góc sức kháng cắt ^A)

γ_φ'

1,0

1,25

Lực dính hữu hiệu

γ_c’

1,0

1,25

Cường độ chịu cắt không thoát nước

...

...

...

1,0

1.4

Cường độ có nở hông

γ_qu

1,0

1.4

Trọng lượng đơn vị

γ_γ

1,0

...

...

...

^A) Áp dụng đối với tanφ’ và tanφ’_cv, mặc dù có thể thích hợp hơn để xác định trực tiếp giá trị thiết kế của tanφ’_cv

CHÚ THÍCH: Giá trị của hệ số thành phần nên được lấy nghịch đảo của giá trị đã quy định nếu giá trị nghịch đảo như vậy tạo ra hiệu ứng mạnh hơn giá trị được quy định (nhưng xem cùng với Chú thích của điều 4.2, 9).

A.3.3  Các hệ số thành phần sức kháng (γ_R)

A.3.3.1  Các hệ số thành phần sức kháng cho móng nông

Để kiểm tra các giá trị hệ số thành phần γ_R,v của sức chịu tải và γ_R,h của sức kháng trượt đối với trạng thái giới hạn kết cấu (STR) và địa kỹ thuật (GEO) nên lấy theo Bảng A.3.

Bảng A.3 - Các hệ số thành phần sức kháng (γ_R) cho móng nông đối với trạng thái giới hạn kết cấu STR và địa kỹ thuật GEO

Sức kháng

Ký hiệu

Bộ R1

...

...

...

γ_R,v

1,0

Trượt

γ_R,h

1,0

A.3.3.2  Các hệ số thành phần sức kháng cho móng cọc

Các giá trị của hệ số được quy định ở đây được coi là áp dụng chung đối với móng cọc. Tuy nhiên, có thể thay đổi các hệ số này trong những trường hợp cụ thể nếu chứng minh được bằng cách xem xét kỹ lưỡng và tài liệu kinh nghiệm đã có, và sau khi đã thỏa thuận với chủ đầu tư và các cơ quan liên quan.

Để kiểm tra các trạng thái giới hạn kết cấu (STR) và địa kỹ thuật (GEO) cho móng cọc, các giá trị của hệ số thành phần sức kháng (γ_R) nên được xác định theo Bảng A.4, Bảng A.5 và Bảng A.6. Các giá trị này sử dụng để chuyển đổi các sức kháng đặc trưng thành các giá trị thiết kế của trạng thái giới hạn cực hạn tính toán. Chúng áp dụng không xét đến quá trình mà từ đó các sức kháng đặc trưng được suy ra.

Các sức kháng đặc trưng có thể được suy ra từ kết quả thử tải tĩnh sử dụng biểu thức (91) ((101) cho thử tải kéo), hoặc từ kết quả thí nghiệm nền đất sử dụng biểu thức (83) hoặc (68) ((99) hoặc (96) cho tải trọng kéo). Khi cách tiếp cận của các biểu thức (68) hoặc (96) được sử dụng để suy ra được các sức kháng đặc trưng, nên áp dụng hệ số mô hình cho sức kháng thân và mũi cọc được tính toán bằng các giá trị đặc trưng của thông số nền đất theo phương pháp phù hợp với điều 4.1, 6) của tiêu chuẩn này. Giá trị của hệ số mô hình nên lấy bằng 1,4, ngoại ra có thể giảm xuống còn 1,2 nếu sức kháng được kiểm tra bằng một thí nghiệm duy trì tải trọng đưa tới yêu cầu sức kháng cực hạn không có hệ số.

...

...

...

Sức kháng

Ký hiệu

Bộ

R1

R4 không kiểm tra rõ ràng về SLS ^A)

R4 có kiểm tra rõ ràng về SLS ^A)

Mũi

γ_b

1,0

...

...

...

1,5

Thân (nén)

γ_s

1,0

1,5

1,3

Tổng cộng/phối hợp (nén)

γ_t

1,0

...

...

...

1,5

Thân chịu kéo

γ_s;t

1,0

2,0

1,7

^A) Các giá trị γ thấp hơn trong R4 có thể được chấp nhận (a) nếu tính sử dụng được xác minh bằng các thí nghiệm duy trì tải trọng (sơ bộ và/hoặc làm việc) được thực hiện trên hơn 1% các cọc đã thi công đến các tải trọng không nhỏ hơn 1,5 lần tải trọng đại diện mà chúng đã được thiết kế, hay (b) nếu độ lún (hay trồi lên) đã được dự báo rõ ràng bằng một biện pháp không kém tin cậy hơn như trong (a), hay (c) nếu độ lún (hay trồi lên) tại trạng thái giới hạn khả năng sử dụng không quan tâm.

Bảng A.5 - Các hệ số thành phần sức kháng (γ_R) cho cọc khoan đối với các trạng thái giới hạn STR và GEO

Sức kháng

...

...

...

Bộ

R1

R4 không kiểm tra rõ ràng về SLS ^A)

R4 có kiểm tra rõ ràng về SLS ^A)

Mũi

γ_b

1,0

2,0

1,7

...

...

...

γ_s

1,0

1,6

1,4

Tổng cộng/phối hợp (nén)

γ_t

1,0

2,0

1,7

...

...

...

γ_s;t

1,0

2,0

1,7

^A) Các giá trị γ thấp hơn trong R4 có thể được chấp nhận (a) nếu tính sử dụng được xác minh bằng các thí nghiệm duy trì tải trọng (sơ bộ và/hoặc làm việc) được thực hiện trên hơn 1% các cọc đã thi công đến các tải trọng không nhỏ hơn 1,5 lần tải trọng đại diện mà chúng đã được thiết kế, hay (b) nếu độ lún (hay trồi lên) đã được dự báo rõ ràng bằng một biện pháp không kém tin cậy hơn như trong (a), hay (c) nếu độ lún (hay trồi lên) tại trạng thái giới hạn khả năng sử dụng không quan tâm.

Bảng A.6 - Các hệ số thành phần sức kháng (γ_R) cho cọc khoan liên tục CFA đối với trạng thái giới hạn STR và GEO

Sức kháng

Ký hiệu

Bộ

...

...

...

R4 không kiểm tra rõ ràng về SLS ^A)

R4 có kiểm tra rõ ràng về SLS ^A)

Mũi

γ_b

1,0

2,0

1,7

Thân (nén)

γ_s

...

...

...

1,6

1,4

Tổng cộng/phối hợp (nén)

γ_t

1,0

2,0

1,7

Thân chịu kéo

γ_s;t

...

...

...

2,0

1,7

^A) Các giá trị γ thấp hơn trong R4 có thể được chấp nhận (a) nếu tính sử dụng được xác minh bằng các thí nghiệm duy trì tải trọng (sơ bộ và/hoặc làm việc) được thực hiện trên hơn 1% các cọc đã thi công đến các tải trọng không nhỏ hơn 1,5 lần tải trọng đại diện mà chúng đã được thiết kế, hay (b) nếu độ lún (hay trồi lên) đã được dự báo rõ ràng bằng một biện pháp không kém tin cậy hơn như trong (a), hay (c) nếu độ lún (hay trồi lên) tại trạng thái giới hạn khả năng sử dụng không quan tâm.

A.3.3.3  Các hệ số tương quan cho móng cọc

Để kiểm tra các trạng thái giới hạn kết cấu (STR) và địa kỹ thuật (GEO), các hệ số tương quan ξ sau đây nên được áp dụng để suy ra sức kháng đặc trưng của các cọc chịu tải dọc trục:

ξ₁ cho các giá trị trung bình của sức kháng đo được trong thí nghiệm thử tải tĩnh;

ξ₂ cho giá trị nhỏ nhất của sức kháng đo được trong thí nghiệm thử tải tĩnh;

ξ₃ cho các giá trị trung bình của sức kháng tính từ kết quả thí nghiệm đất nền;

ξ₄ cho giá trị nhỏ nhất của sức kháng tính từ kết quả thí nghiệm đất nền;

...

...

...

ξ₆ cho giá trị nhỏ nhất của sức kháng đo được trong thí nghiệm thử tải động.

Bảng A.7, Bảng A.8 và Bảng A.9 cho các giá trị hệ số tương quan.

Bảng A.7 - Các hệ số tương quan (ξ) để suy ra giá trị đặc trưng của sức kháng cho cọc chịu tải trọng dọc trục từ thí nghiệm thử tải tĩnh (n là số cọc thí nghiệm)

ξ đối với n=

1

2

3

4

≥ 5

...

...

...

1,55

1,47

1,42

1,38

1,35

ξ₂

1,55

1,35

1,23

...

...

...

1,08

CHÚ THÍCH: Đối với các công trình có đủ độ cứng và cường độ để truyền tải trọng từ các cọc “yếu” đến các cọc “khỏe”, các giá trị ξ₁ và ξ₂ đối với các cọc chịu nén có thể chia cho 1,1, miễn là ξ₁ không bao giờ nhỏ hơn 1,0.

Bảng A.8 - Các hệ số tương quan (ξ) để suy ra giá trị đặc trưng của sức kháng cho cọc chịu tải trọng dọc trục từ thí nghiệm nền đất (n là số trụ địa chất thí nghiệm)

ξ đối với n =

1

2

3

4

5

...

...

...

10

ξ₃

1,55

1,47

1,42

1,38

1,36

1 ,.33

1,30

...

...

...

1,55

1,39

1,33

1,29

1,26

1,20

1,15

CHÚ THÍCH: Đối với các công trình có đủ độ cứng và cường độ để truyền tải trọng từ các cọc “yếu” đến các cọc “khỏe”, các giá trị ξ₃ và ξ₄ đối với các cọc chịu nén có thể chia cho 1,1, miễn là ξ₃ không bao giờ nhỏ hơn 1,0.

Bảng A.9 Các hệ số tương quan (ξ) để suy ra giá trị đặc trưng của sức kháng cho cọc chịu tải trọng dọc trục từ thí nghiệm tải trọng động (n là số cọc thí nghiệm)

...

...

...

≥ 2

≥ 5

≥ 10

≥ 15

≥ 20

ξ₅

1,94

1,85

1,83

...

...

...

1,81

ξ₆

1,90

1,76

1,70

1,67

1,66

CHÚ THÍCH 1: Các giá trị ξ có thể nhân với hệ số mô hình 0,85 khi sử dụng các thí nghiệm tải trọng động có phù hợp tín hiệu.

CHÚ THÍCH 2: Các giá trị ξ có thể nhân với hệ số mô hình 1,10 khi sử dụng biểu thức đóng cọc có đo dịch chuyển giả đàn hồi đầu cọc khi va chạm.

...

...

...

CHÚ THÍCH 4: Nếu trong móng có những cọc khác nhau, các nhóm cọc tương tự nhau nên được xem xét riêng khi chọn số n các cọc thí nghiệm.

A.3.3.4  Các hệ số thành phần sức kháng (γ_R) cho tường chắn

Đối với kết cấu tường chắn và kiểm tra các trạng thái giới hạn kết cấu (STR) và địa kỹ thuật (GEO), các hệ số thành phần sẽ được áp dụng đối với sức kháng (γ_R) nên lấy như cho trong Bảng A.10.

Bảng A.10 - Các hệ số thành phần sức kháng cho tường chắn đối với trạng thái giới hạn STR và GEO

Sức kháng

Ký hiệu

Bộ R1

Sức chịu tải

γ_R;v

...

...

...

Sức kháng trượt

γ_R;h

1,0

Sức kháng đất

γ_R;e

1,0

A.3.3.5  Các hệ số thành phần sức kháng (γ_R) cho mái dốc và ổn định tổng thể

Đối với kiểm tra mái dốc và ổn định tổng thể đối với trạng thái giới hạn kết cấu (STR) và địa kỹ thuật (GEO), các hệ số thành phần áp dụng cho sức kháng nền đất (γ_R;e) nên được lấy theo Bảng A.11.

Bảng A.11 - Các hệ số thành phần sức kháng cho các mái dốc và ổn định tổng thể đối với trạng thái giới hạn STR và GEO

...

...

...

Ký hiệu

Bộ R1

Sức kháng đất

γ_R;e

1,0

A.4  Các hệ số thành phần để kiểm tra trạng thái giới hạn đẩy nổi (UPL)

A.4.1  Các hệ số thành phần tải trọng (γ_F)

Để kiểm tra trạng thái giới hạn đẩy nổi (UPL) các giá trị hệ số thành phần tải trọng (γ_F) nên lấy theo Bảng A.12.

Bảng A.12 - Các hệ số thành phần tải trọng (γ_F) đối với trạng thái giới hạn đẩy nổi UPL

...

...

...

Ký hiệu

Giá trị

Thường xuyên

Bất lợi ^A)

Có lợi ^B)

Tạm thời

Bất lợi ^A)

Có lợi ^B)

...

...

...

γ_G;stb

γ_Q;dst

γ_Q;stb

1,1

0,9

1,5

0

^A) Không ổn định

...

...

...

CHÚ THÍCH: Hệ số thành phần quy định cho các tải trọng thường xuyên bất lợi không xét đến tính không xác định của mực nước ngầm hay nước tự do. Trong các trường hợp khi xác minh các trạng thái giới hạn UPL nhạy cảm với mực nước ngầm hay nước tự do, giá trị thiết kế của lực đẩy nổi do áp lực nước có thể đánh giá trực tiếp theo điều 4.6.1, 2) và 4.6.1, 6). Tùy theo có thể áp dụng dự trữ an toàn đối với mực nước đặc trưng, xem điều 4.6.1, 8).

A.4.2  Các hệ số thành phần của thông số nền đất (γ_M) và sức kháng (γ_R)

Để kiểm tra trạng thái giới hạn đẩy nổi (UPL), các hệ số thành phần của thông số nền đất nên lấy theo Bảng A.13.

Bảng A.13 - Các hệ số thành phần của thông số nền đất (γ_M) và sức kháng (γ_R) đối với trạng thái giới hạn đẩy nổi (UPL)

Thông số nền đất

Ký hiệu

Giá trị

Góc sức kháng cắt ^A)

γ_φ’

...

...

...

Lực dính hữu hiệu

γ_c’

1,25

Cường độ chịu cắt không thoát nước

γ_cu

1,4

Sức kháng

Ký hiệu

Giá trị

...

...

...

γ_s;t

Xem chú thích 2

^A) áp dụng đối với tanφ’ và tantφ’_cv, mặc dù có thể thích hợp hơn để xác định trực tiếp giá trị thiết kế của tantφ’_cv

CHÚ THÍCH 1: Giá trị của hệ số thành phần cho các thông số nền đất nên được lấy tương phản của giá trị đã quy định nếu giá trị tương phản như vậy tạo ra giá trị hiệu ứng mạnh hơn giá trị được quy định (nhưng xem cùng với Chú thích của điều 4.2, 9).

CHÚ THÍCH 2: Thiết kế cọc nên phù hợp với các điều A.3.3.2 và A.3.3.3.

A.5  Các hệ số thành phần tải trọng để kiểm tra đối với trạng thái giới hạn trồi thủy lực (HYD)

Để kiểm tra trạng thái giới hạn trồi thủy lực (HYD) các hệ số thành tải trọng (γ_F) lấy theo Bảng A.14.

Bảng A.14 - Các hệ số thành phần cho các tải trọng (γ_F) tại trạng thái giới hạn trồi thủy lực (HYD)

Tải trọng

...

...

...

Giá trị

Thường xuyên

Bất lợi^A)

Có lợi^B)

Tạm thời

Bất lợi^A)

Có lợi^B)

γ_G;dst

...

...

...

γ_Q;dst

γ_Q;stb

1,35

0,9

1,5

0

^A) Không ổn định

...

...

...

CHÚ THÍCH: Khi áp dụng các hệ số thành phần quy định trong biểu thức (9a), thành phần thủy tĩnh của áp lực nước lỗ rỗng tổng cộng mất ổn định (u_dst;d) và ứng suất đứng tổng cộng ổn định (B_stb;d) có thể được xem như phát sinh từ một nguồn, xem Chú thích của điều 4.2, 9). Do đó thành phần thủy tĩnh của áp lực nước lỗ rỗng tổng cộng mất ổn định thường có thể loại khỏi sự mất cân bằng và không có ảnh hưởng đến yêu cầu an toàn.

A.6  Các hệ số mô hình

A.6.1  Điều 4.7.1, 6) quy định rằng các hệ số mô hình có thể được áp dụng trong xác định các giá trị thiết kế của sức kháng hoặc ảnh hưởng của một tải trọng để đảm bảo rằng các kết quả của mô hình tính toán thiết kế là chính xác hoặc sai về phía an toàn.

A.6.2  Khi phương pháp phân tích của công trình cảng biển là mới hoặc kết quả của phép tính có độ tin cậy không chắc chắn, các hệ số mô hình có thể được áp dụng. Trong trường hợp này, các giá trị phải được thỏa thuận với chủ đầu tư và các cơ quan liên quan. Trong việc lựa chọn các giá trị của hệ số mô hình, các nguyên tắc đã được mô tả trong điều 4.1, 8) và 4.1, 9) của tiêu chuẩn này nên được áp dụng.

A.6.3  Các hệ số mô hình cần thiết trong thiết kế cọc đã trình bày ở điều A.3.3.2 của Phụ lục A.

Phụ lục B

(Tham khảo)

Sức chịu tải của móng nông

...

...

...

1) Nếu chiều sâu chôn móng nhỏ hơn chiều rộng nhỏ nhất của móng, thì nền móng sẽ tính theo móng nông.

2) Nhìn chung, sức chịu tải của nền móng bao gồm sức chịu ở đáy móng và ở thành bên. Sức chịu tải ở đáy móng là cường độ ứng suất tác dụng của công trình ở đáy móng lên đất nền làm cho đát nền chuyển sang chảy dẻo. ứng suát thành bên của móng là do lực ma sát hoặc do sức kháng dính kết giữa thành bên của móng và đất nền. So với sức chịu tải ở đáy móng thì sức chịu tải ở thành bên nhỏ hơn nhiều. Nếu chiều sâu chôn móng của móng nông nhỏ hơn bề rộng nhỏ nhất của móng công trình thì sức chịu tải của thành bên là không đáng kể có thể bỏ qua trong thiết kế.

3) Nếu tải trọng lệch tâm hoặc nghiêng tác dụng lên móng, xem B.5 của Phụ lục B.

B.2  Sức chịu tải của móng trên nền đất cát (hạt thô)

1) Biểu thức sau sẽ được sử dụng để tính toán giá trị sức chịu tải thiết kế của móng trên nền đất cát. Trong trường hợp này, hệ số điều chỉnh sẽ lấy giá trị thích hợp sau khi có sự cân nhắc đến tính chất của công trình.

(B.1)

Trong đó:

q_d: giá trị sức chịu tải thiết kế của móng có kể đến phần đẩy nổi của móng (kN/m^2);

...

...

...

β : hệ số hình dạng của móng, xem Bảng B.1;

p_1kg : giá trị đặc trưng của trọng lượng đơn vị của nền đất dưới đáy móng (hoặc trọng lượng đơn vị trong nước nếu ngập nước) (kN/m^3);

B : bề rộng nhỏ nhất của móng (m);

N_yk, N_qk: giá trị đặc trưng của hệ số sức chịu tải;

(phương pháp của Prandtl)

(phương pháp của Meyerhof)

p_2kg : giá trị đặc trưng của trọng lượng đơn vị của lớp đất phía trên đáy móng (hoặc trọng lượng đơn vị trong nước nếu ngập nước) (kN/m^3);

...

...

...

D : chiều sâu chôn móng (m).

2) Khi tải trọng tác dụng lên móng tăng, độ lún của móng tăng tỷ lệ với tải trọng tác dụng. Nếu tải trọng đủ lớn đạt đến một trị số xác định thì độ lún đột ngột tăng và xảy ra sự phá hoại trượt của nền. Cường độ của tải trọng gây ra sự phá hoại trượt này gọi là sức chịu tải cực hạn. Giá trị sức chịu tải thiết kế của móng được xác định bằng giá trị của sức chịu tải giới hạn chia cho hệ số điều chỉnh.

3) Hệ số hình dạng β nêu ra trong Bảng B.1 cho một số hình dạng móng. Hệ số sức chịu tải N_γ và N_q xác định theo góc ma sát trong ɸ_d được nêu ra trong Hình B.1.

4) Sức chịu tải trên nền đất cát: Khi sử dụng biểu thức (B.1) để tính toán giá trị sức chịu tải thiết kế của móng trên nền đất cát thì theo nguyên tắc chung hệ số điều chỉnh sẽ lấy không nhỏ hơn 2,5.

Bảng B.1 - Hệ số hình dạng

Hình dạng móng

Liên tục

Hình vuông

Hình tròn

...

...

...

β

1

0,8

0,6

1 ~ 0,2(B/L)

B: chiều dài cạnh ngắn của hình tam giác, L: chiều dài cạnh dài của hình tam giác.

Hình B.1 - Quan hệ giữa các hệ số sức chịu tải N_yk và N_qk với góc sức kháng cắt ɸ_k

B.3  Sức chịu tải của móng trên nền đất sét (hạt mịn)

...

...

...

(B.2)

Trong đó:

q_d: giá trị sức chịu tải thiết kế của móng có kể đến lực đầy nổi của phần móng bị ngập (kN/m^2);

m_B : hệ số điều chỉnh của sức chịu tải;

N_c0k: giá trị đặc trưng của hệ số sức chịu tải đối với móng liên tục;

n : hệ số hình dạng của móng, (xem Hình B.2);

B : bề rộng nhỏ nhất của móng (m);

L : chiều dài của móng (m);

...

...

...

p_2kg : giá trị đặc trưng của trọng lượng đơn vị của nền đất bên trên đáy móng (hoặc trọng lượng đơn vị trong nước nếu ngập nước) (kN/m^3);

D : chiều sâu chôn móng (m).

2) Do cường độ cắt không thoát nước của nền đất sét thường tăng tuyến tính với chiều sâu, sức chịu tải của móng nên tính toán theo biểu thức có kể đến ảnh hưởng của sự tăng của ứng suất cắt.

3) Hệ số điều chỉnh của sức chịu tải trên nền đất sét mà cường độ cắt của nó tăng theo chiều sâu. Theo nguyên tắc chung hệ số điều chỉnh của sức chịu tải sẽ không nhỏ hơn 1,5. Khi độ lún hoặc độ biến dạng nhỏ nhất của nền cũng làm hư hỏng đáng kể các bộ phận của kết cấu bên trên như cần trục cổng, thì hệ số điều chỉnh sẽ là 2,5 hoặc lớn hơn.

Hình B.2 - Quan hệ giữa hệ số sức chịu tải N_cok của nền đất sét có ứng suất tăng theo chiều sâu và hệ số hình dạng n

4) Biểu thức thực tế để tính toán sức chịu tải thiết kế

Biểu thức (B.3) có thể được sử dụng để tính toán sức chịu tải thiết kế của nền đất sét trong khoảng kB/C_0k ≤ 4 trong trường hợp móng liên tục, trên cơ sở các số liệu về hệ số sức chịu tải chỉ ra trong Hình B.2, trong đó k là gia số của cường độ cắt không thoát nước trên một đơn vị chiều sâu.

...

...

...

(B.3)

B.4  Sức chịu tải của nền nhiều lớp

1) Nếu nền móng bao gồm nhiều lớp đất, thì sức chịu tải của đất nền sẽ được kiểm tra bằng phân tích cung tròn. Trong trường hợp này, giá trị thích hợp của hệ số điều chỉnh sẽ được sử dụng để thiết kế có kể đến các đặc tính của đất nền và công trình.

2) Sức chịu tải của đất nền nhiều lớp thông thường được tính toán bằng phương pháp phân tích cung tròn với điều kiện là áp lực phía trên đáy móng được lấy như tải trọng chất thêm như trong Hình B.3. Hệ số điều chỉnh của cung trượt được đi qua mép đáy móng được tính toán theo phương pháp phân tích cung tròn dựa trên phương pháp Fellenius cài biên. Theo nguyên tắc chung, hệ số điều chỉnh không nhỏ hơn 1,5. Hệ số điều chỉnh sẽ tăng đến 2,5 lần trong trường hợp móng cần trục, ở đây độ lún vượt quá có thể gây ra sự phá hoại đáng kể cho kết cấu phần trên.

Hình B.3 - Phân tích trượt cung tròn để tính toán sức chịu tải của nền nhiều lớp

3) Nếu chiều dày lớp sét H nhỏ hơn nhiều so với chiều rộng nhỏ nhất của móng B (tức là H < 0,5 B), thì khả năng sẽ xảy ra sự phá hoại do trượt và lớp sét bị ép trồi ra giữa bề mặt của phần gia tải và đáy của lớp sét. Sức chịu tải chống lại loại phá hoại do ép trồi này có thể tính toán theo biểu thức sau:

(B.4)

...

...

...

q_d: giá trị sức chịu tải thiết kế của móng có kể đến lực đẩy nổi của phần ngập nước (kN/m^3);

B : chiều rộng nhỏ nhất của móng (m);

H : chiều dày của lớp sét (m);

C_uk: giá trị đặc trưng của giá trị trung bình của cường độ chịu cắt không thoát nước của lớp sét có chiều dày H (kN/m^2);

p_2kg : giá trị đặc trưng của trọng lượng đơn vị của đất phía trên đáy móng (hoặc trọng lượng đơn vị trong nước nếu bị ngập) (kN/m^3);

m_B : hệ số điều chỉnh;

D : chiều sâu chôn móng (m).

B.5  Sức chịu tải đối với tải trọng lệch tâm và tải trọng nghiêng

1) Phân tích cung trượt được sử dụng như một phương pháp tiêu chuẩn khi kiểm tra sức chịu tải đối với tải trọng lệch tâm và tải trọng nghiêng tác dụng lên móng của kết cáu dạng trọng lực. Trong trường hợp này, sử dụng phương pháp phân tlch cung trượt dựa trên phương pháp Bishop đơn giản hóa. Hệ số điều chình tính theo biểu thức sau cần có giá trị thích hợp khi tính đến đặc tính của công trình. Các hằng số cường độ của đất cũng như các dạng ngoại lực và tải trọng tác dụng sẽ được xét đến tùy theo các đặc tính của công trình.

...

...

...

(B.5)

Trong đó:

R : bán kính của cung trượt (m);

c_k: giá trị đặc trưng của cường độ cắt không thoát nước trong nền đất sét (hạt mịn) hoặc giá trị đặc trưng của lực cố kết danh định trong điều kiện thoát nước của nền đất cát (hạt thô) (kN/m^2);

W’_k: giá trị đặc trưng của trọng lượng hữu hiệu của mảnh phân tố trên một đơn vị chiều dài (tổng của trọng lượng đất và phần gia tải)(trọng lượng đơn vị trong nước nếu bị ngập) (kN/m^2);

q_k: giá trị đặc trưng của tải trọng theo phương thẳng đứng từ đỉnh của mảnh phân tố (kN/m);

θ : góc tạo bởi đáy của mảnh phân tố giao với mặt phẳng nằm ngang (°), sec  θ= 1/cos 0 ;

ɸ_k: giá trị đặc trưng của Góc ma sát trong trong điều kiện thoát nước của nền đất cát (hạt thô) (°), giá trị bằng 0° nếu trong nền đất sét (hạt mịn);

W_k: giá trị đặc trưng của tổng trọng lượng của mảnh phân tố trên một đơn vị chiều dài (kN/m);

...

...

...

a : chiều dài cánh tay đòn từ trọng tâm của bề mặt khối trượt đến vị trí tác dụng của tải trọng H theo phương ngang (m);

s : chiều rộng của mảnh phản tố (m);

 : hệ số thành phần của tải trọng;

 : hệ số thành phần của sức kháng;

m : hệ số điều chỉnh.

Tường bến và đê chắn sóng dạng trọng lực chịu các tác động như tư trọng, áp lực đất, lực động đất vả lực của sóng. Kết quả tổ hợp các tác động này thường sinh ra tải trọng lệch tâm và lực nghiêng. Do đó, để tính toán sức chịu tải của móng, những ảnh hưởng của các tải trọng lệch tâm và lực nghiêng cũng sẽ được quan tâm. Các tải trọng lệch tâm và lực nghiêng có nghĩa là tỷ số nghiêng của tải trọng (thành phần hình chiếu ngằm ngang chia cho thành phần hình chiếu thẳng đứng của tải trọng) bằng hoặc lớn hơn 0,1.

2) Kết cấu dạng trọng lực thông thường đều tựa trên hệ thống hai lớp mà trong đó có lớp đệm cuội sỏi được đặt trên nền móng. Do đó, phương pháp tính toán sức chịu tải sẽ phản ánh đầy đủ các tính chất của hệ thống hai lớp. Điều đó có nghĩa là việc tính toán cung trượt dựa trên phương pháp Bishop đơn giản hóa có thể ước tính khả năng chịu lực của loại móng này.

3) Phân tích sức chịu tải bằng phương pháp tính toán cung trượt trên cơ sở phương pháp Bishop đơn giản hoá.

Phân tích sức chịu tải bằng phương pháp tính toán cung trượt trên cơ sở phương pháp Bishop đơn giản hoá là chính xác hơn các phân tích trên cơ sở phương pháp Fellenius cải biên, trừ trường hợp tải trọng đứng tác dụng lên nền đát cát phàn tầng nằm ngang. Do đó phương pháp này được áp dụng trong điều kiện tải trọng lệch tâm và tải trọng nghiêng tác dụng. Trong Hình B.4 (a), điểm bắt đầu của mặt trượt được xác định đối xứng với điểm tác dụng của tổng hợp lực đến một trong các cạnh của móng gần hơn với điểm lực tác dụng. Trong trường hợp này, lực thẳng dứng tác dụng lên lớp đệm cuội sỏi được chuyển thành tác dụng của tải trọng phân bố đều trên chiều rộng 2b’ như trên Hình B.4 (b) và (c). Lực nằm ngang được giả thiết tác dụng tại đáy của kết cấu. Nếu xác định sức chịu tải trong trường hợp động đất, lực động đất được giả thiết không tác dụng lên lớp đệm cuội sỏi và nền.

...

...

...

Khi các giá trị của các hệ số thành phần của tải trọng và sức kháng tương ứng là 1,0, thì hệ số điều chỉnh được thể hiện bằng tỷ số của mô men kháng gây ra sức kháng cắt với mô men trượt do tác động và trọng lượng của đất, trong các trường hợp phần tích cung trượt khác, xem điều F.2.1 của Phụ lục F. Nói chung giá trị tiêu chuẩn của hệ số điều chỉnh được thể hiện trong Bảng B.2 có thể đượng sử dụng.

Bảng B.2 - Hệ số điều chỉnh của sức chịu tải do các tải trọng lệch tâm và các tải trọng nghiêng gây ra (Phương pháp cung tròn Bishop giản hoá)

Tường bến

Đê chắn sóng

Điều kiện bình thường

1,2 hoặc lớn hơn

-

Động đát

...

...

...

-

Sóng do bão

-

1,0 hoặc lớn hơn

- Khi phản lực nền phân bố theo hình thang:

- Khi phản lực nền phân bố theo hình tam giác:

...

...

...

Hình B.4 - Phân tích sức chịu tải đối với tải trọng lệch tâm và tải trọng nghiêng

5) Các thông số cường độ của vật liệu lớp đệm và nền móng

(1) Vật liệu lớp đệm

Các thử nghiệm mô hình và hiện trường về sức chịu tải gây ra do tải trọng lệch tâm và tải trọng nghiêng đã xác nhận là kết quả đạt độ chính xác cao có thể đạt được bằng cách xử lý phương pháp phân tích cung trượt trên cơ sở phương pháp Bishop đơn giản hoá, áp dụng các thông số cường độ đạt được bằng các thí nghiệm nén ba trục. Kết quả nén ba trục tỷ lệ lớn của đá xay khẳng định là các thông số cường độ của các hạt đường kính lớn đều xấp xỉ bằng các thông số cường độ đạt được từ các vật liệu cấp phối tương tự với cùng hệ số đồng nhất. Do đó, các thí nghiệm nén ba trục sử dụng các mẫu có cấp phối tương tự sẽ được thực hiện để ước tỉnh các thông số cường độ của lớp đệm đá một cách chuẩn xác. Nếu thí nghiệm cường độ không tiến hành, thì các giá trị của lực dính biểu kiến c_D =20 kN/m^2 và góc ma sát trong ɸ_D = 35° sẽ được lấy như các thông số cường độ tiêu chuẩn cho đá đổ sử dụng thông thường trong công trình xây dựng cảng.

Các giá trị tiêu chuẩn trên đã nhận khi cân nhắc thiên về phía an toàn được trên cơ sở kết quả của các thí nghiệm nén ba trục tỷ lệ lớn của đá xay và phân tích sức chịu tải của đê chắn sóng và tường bến đang sử dụng, cần chú ý là thông số cường độ đối với lực dính c_D = 20 kN/m^2 là lực dính biểu kiến, có kể kể đến sự thay đổi của góc ma sát trong ɸ_D của đá xay gây ra bởi áp lực không nở hông. Hình B.5 cho thấy kết quả của các thí nghiệm nén ba trục cho các loại đá xay khác nhau và cuội sỏi. Nó chỉ cho thấy là khi áp lực không nở hông tăng thi ɸ_D giảm xuống do các hạt đá xay. Đường liền nét trong hình biểu diễn giá trị dưới giả thiết mà lực dính biểu kiến là 20 kN/m^2 và góc ma sát trong ɸ_D =35°. Ở đây sự phụ thuộc của ɸ_D đối với áp lực không nở hông được thể hiện rất rõ khi đưa lực dính biểu kiến vào tính toán. Các giá trị tiêu chuẩn này có thể áp dụng chỉ cho loại vật liệu đá với cường độ nén có nở hông trong đá gốc là 30 MN/m^2 hoặc lớn hơn, theo các nghiên cứu trước đây. Nếu đá yếu với cường độ nén nhỏ hơn 30 MN/m^2 được sử dụng như một phần của lớp đệm, thông số cường độ sẽ khoảng chừng là 20 kN/m^2 và ɸ_D = 35°.

Hình B.5 - Quan hệ giữa ɸ_D và áp lực bên không nở hông σ3 và lực dính biểu kiến

(2) Nền móng

Móng chịu tải trọng lệch tâm và tải trọng nghiêng thường gây ra sự phá hoại trượt bề mặt nông. Trong các trường hợp này, điều quan trọng là ước tính cường độ gần với bề mặt của nền móng. Nếu đất nền là cát, góc ma sát ɸ_D thường ước tính từ giá trị N. Biểu thức ước tính đang được dùng hiện nay có khuynh hướng đánh giá không đúng mức ɸ_D trong trường hợp nền đất cát nông. Điều này là do không thực hiện sự điều chỉnh có tính đến áp lực gia tải hữu hiệu ở ngoài hiện trường. Hình B.6 tập hợp các kết quả của thí nghiệm nén ba trục trong cát nguyên dạng ở Nhật (điểm chấm chấm) và biểu diễn các nghiên cứu so sánh của biểu thức kiến nghị trong thời gian qua. Thậm chí khi giá trị N nhỏ hơn 10, góc ma sát trong khoảng 40° cũng được chấp nhận. Trong rất nhiều trường hợp, sức chịu tải do tải trọng lệch tâm và tải trọng nghiêng là vấn đề đối với thiết kế không ở trong điều kiện bình thường mà ở trong điều kiện tải trọng động như là áp lực sóng và lực động đất. Trên cơ sở kết quả của việc phân tích sức chịu tải của các kết cấu bị phá hoại trước đây, các giá trị được đưa ra dưới đây được áp dụng như giá trị tiêu chuẩn của ɸ_D trong đất nền.

...

...

...

- Nền đất cát (hạt thô) có giá trị N = 10 hoặc lớn hơn: ɸ_D = 45°

Nếu nền bao gồm đất sét (hạt mịn) thì cường độ có thể được xác định bằng phương pháp được trình bày trong 6.2.2.3.1 của TCVN 11820-2:2017.

Hình B.6 - Quan hệ giữa giá trị N và ɸ_D được xác định bằng thí nghiệm ba trục trong mẫu cát nguyên dạng

Phụ lục C

(Tham khảo)

Sức chịu tải của móng cọc

C.1  Sức chịu tải dọc trục thiết kế của cọc

...

...

...

Sức chịu tải dọc trục thiết kế của cọc sẽ được tính toán trên cơ sở sức chịu tải cực hạn của cọc đơn chia cho hệ số điều chỉnh như một giá trị tiêu chuẩn. Hơn nữa, nó sẽ được tính toán thích hợp bằng cách xét đến các hệ số sau đến một phạm vi khi cần thiết. Hệ số điều chỉnh sẽ được xác định theo các đặc điểm của công trình và đất nền.

(1) Ứng suất nén cho phép của vật liệu cọc;

(2) Giảm ứng suất cho phép tại các mối nối cọc;

(3) Giảm ứng suất cho phép do hệ số độ mảnh của cọc;

(4) Ảnh hưởng của nhóm cọc;

(5) Ma sát âm của cọc;

(6) Độ lún của cọc.

1) Những điều khoản trên thể hiện nguyên tắc để đánh giá sức chịu tải dọc trục của cọc trong móng cọc. Trước tiên, xác định sức chịu tải cực hạn của cọc đơn, và sau đó chia cho hệ số điều chỉnh để xác định sức chịu tải dọc trục thiết kế. Tiếp đến, các hệ số từ (1) đến (6) nêu trên sẽ được kiểm tra và sức chịu tải dọc trục thiết kế sẽ lấy thấp hơn, nếu cần thiết. Kết quả cuối cùng là sức chịu tải dọc trục thiết kế của cọc được dùng để thiết kế móng cọc.

2) Các phương pháp thi công và thực hiện xây dựng có ảnh hưởng lớn đến sức chịu tải của cọc. Do đó, trước khi bắt đầu thực hiện thi công, cần phải thực hiện đóng cọc thí nghiệm và công tác thiết kế sẽ được khẳng định thông qua các nghiên cứu khác nhau. Chiều dài cọc và phương pháp thi công sẽ được xác định thông qua kết quả thí nghiệm.

...

...

...

C.1.2  Sức chịu tải dọc trục thiết kế

Sức chịu tải dọc trục thiết kế cần được tính bằng cách chia sức chịu tải dọc trục cực hạn của cọc đơn cho giá trị phù hợp của hệ số điều chỉnh.

Hệ số điều chỉnh được sử dụng khi tính toán sức chịu tải dọc trục thiết kể từ sức chịu tải dọc trục cực hạn có xét đến sự sai khác về điều kiện nền, điều kiện cọc, điều kiện tải trọng...Hệ số điều chỉnh sẽ có giá trị để đảm bảo an toàn cho các cọc chống lại sự phá hoại của nền. Khi tính toán sức chịu tải dọc trục cực hạn của cọc đơn bằng các thí nghiệm chất tải và biểu thức xác định sức chịu tải tĩnh, sức chịu tải dọc trục thiết kế bằng giá trị từ sức chịu tải dọc trục cực hạn của cọc đơn chia cho hệ số điều chỉnh.

(1) Bảng C.1 đưa ra chỉ dần cho giá trị tối thiểu của hệ số điều chỉnh. Các giá trị này dựa trên các nguyên tắc sau:

(a) Giá trị tối thiểu 2,5 của hệ số điều chỉnh ở điều kiện bình thường có nghĩa là hệ số điều chỉnh lấy là 2,5 đối với hiện tượng phá hoại đất nền cực i hạn. Hệ số điều chỉnh đối với hiện tượng dẻo của đất nền sẽ là 1,5 đến 2,0.

(b) Hệ số điều chỉnh tối thiểu cho trường hợp động đất có thể lấy thấp hơn đối với điều kiện bình thường. Điều này là do quá trình động đất xảy ra tương đối ngắn và thông thường, cường độ của đất chống lại tải trọng động thường tăng.

(2) Sau khi xảy ra quá trình động đất mà biến dạng thường xuyên của đất nền dự kiến sẽ vẫn giữ nguyên thì cần phải có thêm những kiểm tra khác. Đối với các tính chất động của đất, còn tồn tại rất nhiều vấn đề chưa được hiểu rõ. Do đó, có thể nghi ngờ liệu cường độ cao của đất trong quá trình xảy ra động đất có thể được dùng để thiết kế. Ví dụ, đất sét yếu có thể mất cường độ do lắc dữ dội. Trong những trường hợp phá hoại do động đất đã xảy ra, chúng ta biết là hoá lỏng đã xảy ra đối với địa tầng rời, và điều này đã giảm đáng kể sức chịu tải của cọc. Cọc ma sát dễ bị ảnh hưởng nhất đối với trường hợp này. Do vậy, hệ số điều chỉnh của cọc ma sát trong quá trình xảy ra động đất sẽ lấy giá trị lớn hơn so với sức chịu tải của cọc chống.

(3) Nếu giá trị của hệ số điều chỉnh trong Bảng C.1 được áp dụng, các kết cấu cảng và bến trong điều kiện thiết kế bình thường sẽ an toàn. Tuy nhiên, đối với các kết cấu đặc biệt quan trọng hoặc quan trọng đối với sinh mạng con người, thì các giá trị lớn hơn của hệ số điều chỉnh có thể sẽ phải áp dụng. Mặt khác, có thể áp dụng giá trị hệ số điều chỉnh thấp hơn giá trị tối thiểu trên cơ sở các nghiên cứu đầy đủ và đánh giá một cách thận trọng, Một ví dụ là trường hợp tiến hành khảo sát chi tiết đất và các thí nghiệm tải trọng và sự làm việc của cọc được tính toán trên cơ sở này là phù hợp với kết quả quan trắc tỉ mỉ trên các kết cáu hiện tại của các loại tương tự ở vùng lân cận. Trong các trường hợp như vậy, giá trị của hệ số điều chỉnh thấp hơn được cho phép, với điều kiện là các đánh giá của chuyên gia trong lĩnh vực địa chất công trình đều ủng hộ.

Bảng C.1 - Chỉ dẫn xác định giá trị nhỏ nhất của hệ số điều chỉnh

...

...

...

2,5

Trong quá trình xảy ra động đất

Cọc chống

1,5

Cọc ma sát

2,0

C.1.3  Sức chịu tải dọc trục cực hạn của cọc đơn

Nếu nhận được sức chịu tải dọc trục cực hạn của cọc đơn bằng cách tiến hành thí nghiệm sức chịu tải ngay tại hiện trường. Nếu việc thực hiện thí nghiệm sức chịu tải dọc trục cực hạn của cọc đơn ở hiện trường gặp khó khăn thì có thể tạm tính theo công thức sức chịu tải tĩnh.

Các phương pháp dự đoán sức chịu tải cực hạn dọc trục của cọc đơn gồm:

...

...

...

(2) Xác định bằng công thức sức chịu tải tĩnh

(3) Xác định bằng các số liệu hiện có

Nếu tính toán sức chịu tải dọc trục cực hạn của cọc đơn bằng phương pháp thí nghiệm sức chịu tải dọc trục tại hiện trường. Đây là phương pháp hợp lý nhất để xác định giá trị sức chịu tải thiết kế trong thiết kế. Đôi khi, có thể gặp khó khăn khi thực hiện thí nghiệm sức chịu tải trước khi thiết kế, do thời gian thi công bị giới hạn, và hoặc do hạn chế về kinh phí. Trong những trường hợp như vậy, có thể cho phép tính bằng công thức xác định sức chịu tải tĩnh. Thậm chí là khi xác định sức chịu dọc trục cực hạn bằng các phương pháp khác với thí nghiệm tải trọng và quyết định giá trị sức chịu tải thiết kế trên cơ sở này, thì thí nghiệm sức chịu tải sẽ được thực hiện ở giai đoạn đầu của thi công và giá trị sức chịu tải thiết kế thích hợp được chấp thuận để thiết kế sẽ được khẳng định.

C.1.4  Đánh giá sức chịu tải giới hạn dọc trục bằng thử tải

Nếu sức chịu tải cực hạn được xác định bằng đường cong tải trọng - độ lún, thì giá trị sẽ được xác định là sức chịu tải cực hạn. Nếu tải trọng cực hạn không được xác định từ đường cong tải trọng - độ lún, tải trọng phá hoại sẽ được xác định và tải trọng cực hạn sẽ được tính toán từ tải trọng phá hoại.

Thí nghiệm thử tải cọc là dạng thử nghiệm tỷ lệ thật mà có thể xác định được sức chịu tải cực hạn trực tiếp. Tuy nhiên, trong thí nghiệm thử tải, điều kiện chất tải là khác với điều kiện thực tế đặc biệt là số lượng cọc và thời gian chất tải.

1) Tải trọng đàn hồi và tải trọng cực hạn

Mối quan hệ giữa tải trọng và tổng độ lún xác định bằng thí nghiệm tải trọng tĩnh được chỉ ra trong sơ đồ như trong Hình C.1. Tải trọng đàn hồi được xác định bằng P₁ tại điểm A, mà tại điểm đó độ dốc thoải ban đầu sẽ trở nên dốc theo phương thẳng đứng rõ ràng và đường cong cho thấy có độ cong lớn nhất. Tải trọng cực hạn được xác định P₂ tại điểm mà đường cong tải trọng - độ lún trở thành thẳng đứng. Cọc được chôn vào lớp cát thường không đạt được tải trọng như vậy. Trong trường hợp đó, tải trọng cuối cùng có thể láy nằng P₃ tại điểm B. ở đây đường cong tải trọng - độ lún đột ngột gập xuống phía dưới và sự tăng tải nhỏ gây ra độ lún lớn.

2) Tải trọng cực hạn

...

...

...

3) Ảnh hưởng của ma sát âm

Khi một cọc được đóng qua nền đất yếu thì có nguy cơ là hướng ma sát cỏ thể nghịch đảo ngược do sự cố kết của nền đất yếu. Hiện tượng này được gọi là ma sát âm. Trong các trường hợp đó, cần tiến thành các thử nghiệm để đánh giá sức kháng của mũi cọc một cách hợp lý.

4) Đường cong tải trọng - tổng độ lún thu được bằng các thử tải tĩnh

Một đường cong tải trọng - tổng độ lún thu được bằng thử tải tĩnh được minh họa bằng sơ đồ như trong Hình C.1. Ban đầu đường cong thoải, cho thấy các điểm gãy rõ ràng và độ lún của đầu cọc trở nên lớn mặc dù không có sự gia tăng tải trọng.

Hình C.1 - Tải trọng đàn hồi và tải trọng cực hạn

5) Trường hợp sức kháng giới hạn thứ hai không thể nhận được trực tiếp bằng thử tải.

Mặc dù không có vấn đề gì nếu sức kháng giới hạn thứ hai có thể tính được bằng thử tải nhưng trong nhiều trường hợp, không thể áp dụng một tải trọng đủ lớn để xác định sức kháng giới hạn thứ hai do những hạn chế của thiết bị thử tải. Trong những trường hợp đó, sức kháng giới hạn thứ hai có thể được giả định bằng cách nhân sức kháng giới hạn thứ nhất thu được bằng một thử tải với hệ số 1,2. Khi không thể tính được sức kháng giới hạn thứ nhất trong các thử tải thì sức kháng giới hạn thứ hai phải được giả định bằng 1,2 lần tải trọng lớn nhát trong thử tải hoặc một phương pháp thiết lập giá trị thiết kế của sức kháng dọc trục của cọc mà không phụ thuộc vào sức kháng giới hạn thứ hai phải được kiểm tra. Trong bất kỳ trường hợp nào, cũng cần phải có một điều kiện giả định rằng sức kháng dọc trục của cọc được ước tính theo cách này sẽ lớn hơn sức kháng dọc trục của cọc dự kiến trên thực tế cần phải có.

6) Các phương pháp thử tải khác nhau đối với thử tải tĩnh.

...

...

...

(2) Thử tải mũi cọc là phương pháp mà trong đó có một kích được lắp gần mũi cọc và thân cọc được đầy lên khi đầy mũi cọc. Phương pháp này giúp đo lường sức kháng của mũi cọc và sức kháng thành bên của cọc một cách riêng rẽ.

(3) Thử tải động là một loại thử tải sử dụng một máy đóng cọc thông thường. Do đặc trưng của phương pháp này nên có thể đo lường được những thay đổi theo thời gian về biến dạng đàn hồi và độ chuyển vị của đầu cọc. Trong thử tải này, có những giới hạn đối với sức kháng mà có thể tính được căn cứ vào cường độ của năng lượng đỏng cọc. Do đó, khi sức kháng dọc trục sẽ được ước tính là lớn, như sức kháng ở cọc dài hoặc cọc có đường kính lớn thì trong nhiều trường hợp, phương pháp này không được sử dụng làm phương pháp ước tính trực tiếp sức kháng giới hạn thứ hai. Nó có thể được sử dụng để ước tính mối quan hệ giữa sức kháng tĩnh và dễ kiểm soát điểm dừng đóng cọc trong quá trình thi công.

C.1.5  Xác định sức chịu tải dọc trục cực hạn bằng các công thức sức chịu tải tĩnh

Khi xác định sức chịu tải cực hạn bằng các công thức sức chịu tải tĩnh, điều cần chú ý là điều kiện đất nền và điều kiện cọc, phương pháp thi công, và giới hạn áp dụng của công thức.

1) Khi sử dụng công thức xác định sức chịu tải, điều cần chú ý nhất là sự khác nhau trong phương pháp thi công.

(1) Công thức xác định sức chịu tải cực hạn

(a) Biểu thức có thể sau được sử dụng khi tính sức chịu tải cực hạn của cọc trong nền đất cát (hạt thô);

- Trường hợp cọc đóng bằng búa;

...

...

...

- Trường hợp cọc khoan nhồi:

(C.2)

Trong đó:

R_u: Sức chịu tải cực hạn của cọc (kN);

A_p: diện tích hiệu quả của mũi cọc (m^2);

A_s: Tổng diện tích xung quanh của cọc (m^2);

N : giá trị N của nền xung quanh mũi cọc.

Tuy nhiên, N được tính bằng biểu thức (C.3)

...

...

...

(C.3)

Trong đó:

N₁ : giá trị N ở mũi cọc (N₁ ≤ 50);

: giá trị N trung bình trong phạm vi bên trên mũi cọc đến khoảng cách 4B ( ≤ 50);

B : đường kính hoặc chiều rộng của cọc (m).

Điều cần lưu ý ở đây là khi xác định sức chịu tải cực hạn của cọc chống trên đất nền có giá trị N = 50 hoặc lớn hơn, từ giá trị N lớn hơn 50 có thể không đáng tin cậy. Hơn nữa, vẫn có thể khẳng định dù bất luận thế nào thì số hạng đầu tiên bên tay phải trong biểu thức (C.1&2) có thể áp dụng trực tiếp cho cọc loại nền cứng này.

(b) Biểu thức (C.4) có thể sử dụng khi xác định sức chịu tải cực hạn của cọc trong nền đất sét (hạt mịn):

- Trường hợp cọc đóng bằng búa:

...

...

...

- Trường hợp cọc cọc khoan nhồi:

(C.5)

Trong đó:

c_p: Lực dính tại chân cọc (kN/m^2);

: Lực dính trung bình của tổng chiều dài cọc đóng trong đất (kN/m^2).

Lực dính có thể được tính:

Nếu c ≤ 100kN/m^2;  = c;

(C.6)

...

...

...

Ở đây, cần chú ý đến các tính chất của đất nền và điều kiện cọc, và giá trị của lực dính sẽ được tính toán từ lực dính của đất nền c hoặc cường độ nén có nở hông.

(2) Phương pháp ước tính sức kháng mũi cọc trong nền đất cát (hạt thỏ) theo lý thuyết sức chịu tải

(a) Mở rộng lý thuyết sức chịu tải đối với móng nông.

Nếu biết góc kháng cắt của tầng chịu tải thì có thể ước tính được sức kháng của mũi cọc giống như sự mở rộng lý thuyết sức chịu tải đối với móng nông, ở đây, phương pháp sau đây được đưa ra làm ví dụ. Sức kháng của mũi cọc được tính bằng biểu thức (C.7)

(C.7)

Trong đó:

N_q: hệ số sức chịu tải được Berezantzev đề xuất, xem Hình C.2;

σ’_v0 : áp lực chất bên trên hữu hiệu ở mũi cọc (kN/m^2).

...

...

...

Hình C.2 - Hệ số sức chịu tải theo đề xuất của Berezantzev

(b) Thuyết giãn nở lỗ rỗng

Kiểu hư hỏng khi khu vực xung quanh mũi cọc hỏng do lực nén được coi là kiểu hư hỏng trong đó vùng đàn hồi xuất hiện bẽn ngoài một vùng cứng hình cầu quanh mũi cọc và cân bằng với một vùng đàn hồi ở mặt ngoài của nó. Thuyết này được gọi là thuyết giãn nở lỗ rỗng.

Sức kháng của mũi cọc theo thuyết giãn nở rỗng có thể được trình bày trong biểu thức sau.

(C.8)

...

...

...

q_p: sức kháng của mũi cọc trên một diện tích đơn vị (kN/m^2);

I_rr: chỉ số độ cứng đã điều chỉnh;

l_r: chỉ số độ cứng;

ɸ'_cv : góc sức kháng cắt trong điều kiện giới hạn; giả định ɸ'_cv = 30° + ∆ɸ₁ + ∆ɸ₂, giá trị của ∆ɸ₁ và ∆ɸ₂ sẽ được đưa ra trong Bảng C.2;

∆_av: hệ số xác định độ nén của nền. ∆_av = 50 (l_r)^-^1,8

G : độ cứng kháng cắt. Có thể tính G = 7000N^0,^72(kN/m^2). N là giá trị SPT quanh mũi cọc.

Bảng C.2 - ∆ɸ₁ và ∆ɸ₂ của cát và cuội sỏi

(Căn cứ vào hình dạng hạt)

∆ɸ₁ (°)

...

...

...

∆ɸ₂ (°)

Tròn

0

Đồng nhất (C_u< 2)

0

Hơi cỏ góc

2

Phân bố cỡ hạt trung bình (2 ≤ C_u < 6)

2

...

...

...

4

Phân bố cỡ tốt (6 ≥ CL)

4

Hình C.3 - So sánh sức chịu tải đo ở mũi cọc và kết quả tính toán bằng thuyết giãn nở lỗ rỗng

Hình C.3 cho thấy kết quả so sánh sức chịu tải đo được ở mũi cọc và kết quả ước tính sức chịu tải ở mũi cọc bằng thuyết giãn nở lỗ rỗng mở rộng, khi giả định ɸ’_cv = 34°.

(3) Phương pháp đóng cọc bằng rung động (phương pháp búa rung) được sử dụng ngày càng nhiều để đóng cọc do các năng lực của máy đóng cọc ngày càng tăng trong những năm gần đây. Nguyên tắc của phương pháp này khác với phương pháp đóng cọc bằng các loại búa khác là ở chỗ sức chịu tải nên được đánh giá cần thận. Khi sử dụng phương pháp này, đất nền sẽ được đầm chặt bằng phương pháp đóng cọc thay cho đóng cọc bằng búa rung trong loạt đóng cuối cùng, hoặc thí nghiệm tải trọng thẳng đứng sẽ được tiến hành để khẳng định các đặc điểm của sức chịu tải của nền đang được xét đến.

(4) Trong những năm gần đây, phương pháp thi công cọc bằng cách đào bên trong thay vì đóng cọc bằng búa ngày càng được sử dụng nhiều ở các công trình xây dựng cảng và bể cảng. Trong các trường hợp này, các đặc điểm về sức chịu tải của cọc đang đề cập sẽ được khẳng định bằng các thử tải thẳng đứng

2) Diện tích hiệu dụng của mũi cọc

...

...

...

Hình C.4 - Diện tích chịu tải mũi của cọc thép

(2) Tỷ lệ bịt kín

Cơ chế sức kháng mũi của cọc có mũi hở bao gồm tổng các sức khảng tại mũi cọc của phần lớn mũi cọc và ma sát của mặt bên trong cọc như đã được chỉ ra trong Hình C.5.

Sức kháng từ mặt trong của cọc được xem xét để xác định tác động của ứng suất trực tiếp lên chu vi và diện tích đường tròn bên trong của cọc. Vì diện tích mặt cắt ngang của cọc tỷ lệ với bình phương đường kính của cọc và chu vi của cọc tỷ lệ với đường kính của cọc nên khi đường kính của cọc lớn hơn thì người ta cho rằng tổng diện tích mặt cắt ngang của cọc ảnh hưởng tới sức kháng của cọc không còn đúng nữa. Đối với loại cọc này, trong số các sức kháng có được do sự bịt kín của mũi cọc thì chỉ có một số phần có thể có chức năng giống như sức kháng của mũi cọc. Phần đó được gọi là tỷ lệ bịt kín hiệu quả. Quy mô của tỷ lệ bịt kín hiệu quả bị ảnh hưởng bởi đường kính hoặc chiều rộng của cọc, chiều sâu chôn cọc, đặc tính của nền, phương pháp thi công, và không thể được xác định một cách đơn giản bằng đường kính hoặc chiều rộng của cọc.

P_u: các tác động

R_f: ma sát ngoài của cọc

R_p : sức kháng do chiều dày tường mũi cọc đối với cọc có mũi hở

...

...

...

d_l: đường kính bên trong mũi cọc

Hình C.5 - Sơ đồ tỷ lệ bịt kín hiệu quả

(3) Khác với tỷ lệ bịt kín hiệu quả, tỷ lệ bịt kín tức là tỷ lệ giữa sức kháng của mũi cọc thực sự có thể xảy ra và sức kháng của mũi cọc tính bằng các biểu thức sức kháng tĩnh. Từ các số liệu trước đầy, tỷ lệ bịt kín có thể lấy bằng 100% khi đường kính của cọc ống thép nhỏ hơn 60 m hoặc chiều rộng cạnh ngắn của cọc hình chữ H nhỏ hơn 40 cm. Đối với cọc đường kính hoặc chiều rộng lớn hơn, có một số phương pháp tính toán lý thuyết và kết quả thí nghiệm trong phòng đã được trình bày như các phương pháp tính tỷ lệ bịt kín có hiệu quả mà có xem xét đến các yếu tố khác nhau như nói ở trên. Cũng có những ví dụ nghiên cứu bằng cách thực hiện thử tải cọc trên thực tế. Tuy nhiên, ngoài thực tế là tỷ lệ bịt kín hiệu quả thay đổi lớn phụ thuộc nhiều vào đặc tính của nền, phương pháp thi công và các yếu tố khác thì trạng thái bịt kín của cọc thực tế thay đổi phụ thuộc chiều sầu chôn cọc, bao gồm ứng suất trong nền đất, điều này làm cho việc xác định tỷ lệ bịt kín bằng cách tính toán về mặt lý thuyết trở nên khó khăn.

(4) Hiệp hội cọc ống thép Nhật Bản đã-thu thập các ví dụ đo đạc tỷ lệ bịt kín. Hình C.6 trình bày các số liệu dựa trên các kết quả đo đạc này cùng với các số liệu mới bổ sung. Các số liệu mới được bổ sung ở đây sử dụng cho các cọc có đường kính từ 1100mm đến 2000mm. Căn cứ theo các số liệu này, tỷ lệ bịt kín đối với trường hợp biểu thức (C.1) được xem xét để thể hiện sức kháng của mũi cọc đối với toàn bộ diện tích bịt kín toàn bộ nằm trong khoảng 30% đến 140%. Trong bất cứ trường hợp nào, rõ ràng là không có sự tương quan nào giữa tỷ lệ chiều dài chôn cọc trong tầng chịu tải và tỷ lệ bịt kín. Tuy nhiên, là có sự khác biệt rõ ràng về tỷ lệ bịt kín trong cọc ống thép có đường kính dưới 1000mm và cọc có đường kính lớn hơn 1000mm. Cần phải chú ý khi sử dụng cọc ống thép có đường kính lớn hơn 1000mm. Hình C.7 thể hiện kết quả khi trục X biểu thị cho đường kính cọc. Mặc dù có một số sự phân tán trong các số liệu nhưng đường kính cọc có ảnh hưởng lớn đến tỷ lệ bịt kín khi so với Hình C.6.

Tỷ lệ bịt kín bị ảnh hưởng bởi phương pháp thi công và điều kiện của đất. Do đó, cần phải hiểu biết về tỷ lệ bịt kín trong các công trình thi công thực tế và thông qua các thử tải.

Hình C.6 - Ảnh hưởng bịt kín của cọc có mũi hở (ảnh hưởng của tỷ lệ chiều dài chôn cọc trong tầng chịu tải)

Hình C.7 - Ảnh hưởng bịt kín của cọc có mũi hở (Ảnh hưởng của đường kính cọc)

...

...

...

P_u : các tác động

R_f: ma sát ngoài của cọc

R_p : sức kháng do chiều dày tường mũi cọc đối với cọc có mũi hở

R_f: sức kháng do đất nhồi vào

d_l: đường kính bên trong mũi cọc

Hình C.5 - Sơ đồ tỷ lệ bịt kín hiệu quả

(3) Khác với tỷ lệ bịt kín hiệu quả, tỷ lệ bịt kín tức là tỷ lệ giữa sức kháng của mũi cọc thực sự có thể xảy ra và sức kháng của mũi cọc tính bằng các biểu thức sức kháng tĩnh. Từ các số liệu trước đây, tỷ lệ bịt kín có thể lấy bằng 100% khi đường kính của cọc ống thép nhỏ hơn 60 m hoặc chiều rộng cạnh ngắn của cọc hình chữ H nhỏ hơn 40 cm. Đối với cọc đường kính hoặc chiều rộng lớn hơn, có một số phương pháp tính toán lý thuyết và kết quả thí nghiệm trong phòng đã được trình bày như các phương pháp tính tỷ lệ bịt kín có hiệu quả mà có xem xét đến các yếu tố khác nhau như nói ở trên. Cũng có những ví dụ nghiên cứu bằng cách thực hiện thử tải cọc trên thực tế. Tuy nhiên, ngoài thực tế là tỷ lệ bịt kín hiệu quả thay đổi lớn phụ thuộc nhiều vào đặc tính của nền, phương pháp thi công và các yếu tố khác thì trạng thái bịt kín của cọc thực tế thay đổi phụ thuộc chiều sâu chôn cọc, bao gồm ứng suất trong nền đất, điều này làm cho việc xác định tỷ lệ bịt kín bằng cách tính toán về mặt lý thuyết trở nên khó khăn.

(4) Hiệp hội cọc ống thép Nhật Bản đã thu thập các ví dụ đo đạc tỷ lệ bịt kín. Hình C.6 trình bày các số liệu dựa trên các kết quả đo đạc này cùng với các số liệu mới bổ sung. Các số liệu mới được bổ sung ở đây sử dụng cho các cọc có đường kính từ 1100mm đến 2000mm. Căn cứ theo các số liệu này, tỷ lệ bịt kín đối với trường hợp biểu thức (C.1) được xem xét để thể hiện sức kháng của mũi cọc đối với toàn bộ diện tích bịt kín toàn bộ nằm trong khoảng 30% đến 140%. Trong bất cứ trường hợp nào, rõ ràng là không có sự tương quan nào giữa tỷ lệ chiều dài chôn cọc trong tầng chịu tải và tỷ lệ bịt kín. Tuy nhiên, là có sự khác biệt rõ ràng về tỷ lệ bịt kín trong cọc ống thép có đường kính dưới 1000mm và cọc có đường kính lớn hơn 1000mm. Cần phải chú ý khi sử dụng cọc ống thép có đường kính lớn hơn 1000mm. Hình C.7 thể hiện kết quả khi trục X biểu thị cho đường kính cọc. Mặc dù có một số sự phân tán trong các số liệu nhưng đường kính cọc có ảnh hưởng lớn đến tỷ lệ bịt kín khi so với Hình C.6.

...

...

...

Hình C.6 - Ảnh hưởng bịt kín của cọc có mũi hở (ảnh hưởng của tỷ lệ chiều dài chôn cọc trong tầng chịu tải)

Hình C.7 - Ảnh hưởng bịt kín của cọc có mũi hở (Ảnh hưởng của đường kính cọc)

(5) Theo kết quả nghiên cứu của Yamahara (Nhật bản) hiện tượng bịt kín tại đầu cọc khi vách ngăn được gắn vào mũi cọc đóng vai trò gia cường mũi cọc như Hình C.8. Theo như Hình C.8, tỷ lệ bịt kín được xác định bằng cách tính tổng diện tích mặt cắt ngang của mỗi cọc tương đương có đường kính được thiết lập bởi 80% diện tích mặt cắt ngang của mỗi phần phân chia của cọc ban đầu. Khi đó, đường kính tương đương (D_n) được tính là , trong đó D là đường kính của cọc ban đầu và n là số chia.

(6) Sức chịu tải của nền đá mềm

Nếu cọc được chôn vào đá yếu hoặc sét cứng thì sức chịu tải xác định bằng biểu thức (C.1). Nếu cường độ nén nở hông q_u (kN/m^2) đo bằng mẫu nguyên dạng, có thể sử dụng biểu thức (C.9) sau:

(C.9)

...

...

...

CHÚ DẪN:

n : Số chia

Hình C.8 - Vách ngăn

C.1.6  Đánh giá ứng suất nén của vật liệu cọc

Sức chịu tải thiết kế dọc trục của cọc sẽ không vượt quá giá trị xác định bằng cách nhân diện tích mặt cắt ngang hữu hiệu của cọc với ứng suất nén cho phép của vật liệu cọc.

C.1.7  Giảm sức chịu tải của cọc do các mối nối

1) Nếu cần thiết phải phân đoạn cọc thì công tác phân đoạn cọc phải được thực hiện trong điều kiện giám sát thích hợp và độ tin cậy của các mối nối của các cọc phân đoạn phải được khẳng định bằng các kiểm tra thích hợp.

2) Nếu các mối nối đều có độ tin cậy phù hợp thì có thể không cần thiết phải giảm giá trị sức chịu tải thiết kế dọc trục do sự tồn tại các mối nối.

...

...

...

4) Việc hàn vòng tròn tại hiện trường bằng phương pháp bán tự động nói chung được dùng cho các đoạn của cọc ống thép sử dụng trong lĩnh vực xây dựng công trình bến cảng. Nếu các phương pháp mối nối đó có độ tin cậy cao được áp dụng dưới sự giám sát thích hợp và độ tin cậy của các mối nối được khẳng định bằng sự kiểm tra, thì không cần thiết phải giảm giá trị sức chịu tải thiết kế dọc trục.

5) Điều khoản cho các mối nối có thể tìm trong điều C.5.3 của Phụ lục C.

C.1.8  Giảm sức chịu tải do tỷ số độ mảnh

Đối với các cọc có tỷ lệ rất lớn giữa chiều dài và đường kính, giá trị sức chịu tải thiết kế dọc trục của cọc sẽ giảm khi tính đến độ chính xác về thi công, ngoại trừ độ an toàn của của sức chịu tải được xác định bằng thí nghiệm thử tải.

1) Điều khoản này được tính toán thực tế mà độ nghiêng của cọc trong quá trình thi công làm giảm sức chịu tải của chúng. Nếu thí nghiệm tải trọng được tiến hành trên các cọc móng thì sức chịu tải giới hạn có thể được xác định bao gồm cả sự cần thiết giảm sức chịu tải gây ra do độ chính xác khi thi công. Do đó, trong trường hợp này sự giảm do tỷ lệ độ mảnh là không nhất thiết phải đưa vào trong tính toán.

2) Nếu sức chịu tải giảm do độ mảnh của cọc thì giá trị sau đây sẽ được sử dụng có tính chất tham khảo:

(1) Ngoại trừ các cọc ống thép

(C.10)

...

...

...

(C.11)

Trong đó:

a : tỷ lệ giảm (%);

I: chiều dài của cọc (m);

d : đường kính của cọc (m).

C.1.9  Sức chịu tải của nhóm cọc

Nếu nhóm các cọc được tính toán như nhóm cọc, thì sức chịu tải của nhóm cọc có thể được xem như một móng nông tạo thành bởi bề mặt bao quanh các cọc xa nhất trong nhóm cọc.

1) Terzaghi và Peck cho rằng sự phá hoại của móng không có nghĩa là sự phá hoại của từng cọc riêng rẽ mà là sự phá hoại như một khối móng nông. Điều này dựa trên nguyên tắc là đất và các cọc ờ bên trong phàn bao như trong Hình C.9 làm việc như một khối đơn thống nhất khi mà khoảng cách giữa các cọc là nhỏ. Sức chịu tải giới hạn của nhóm cọc trong trường hợp này được trình bày trong biểu thức (C.12)

...

...

...

(C.12)

Trong đó:

R_qu: sức chịu tải của nhóm cọc như một khối đơn (kN);

q_d: sức chịu tải cực hạn ở đáy khối móng móng (kN/m^2);

(xem Phụ lục B);

A_g: diện tích tại đáy khối nhóm cọc (m^2);

U : chu vi của khối nhóm cọc (m);

L : chiều dài cọc ngàm trong đất (m);

 : cường độ chịu cắt trung bình của đất liền kề với các cọc (kN/m^2).

...

...

...

(C.13)

Trong đó:

R_a: giá trị sức chịu tải thiết kế của một cọc chống lại sự phá hoại của khối;

 : trọng lượng đơn vị trung bình của toàn bộ móng khối bao gồm cả cọc và đất (kN/m^3);

(trọng lượng đơn vị trung bình được tính toán có kể đến trọng lượng đơn vị ngập trong nước (có kể đến lực đẩy nổi) và có kể đến trọng lượng đơn vị ướt phía trên mức nước ngầm);

n : số lượng cọc trong nhóm cọc;

m : hệ số điều chỉnh (Xem C.1.2 của Phụ lục C).

Trong trường hợp đất sét (hạt mịn), biểu thức (C.13) được thay thế bằng biểu thức (C.14), ở đây c là lực dính và  =  (: trọng lượng đơn vị trung bình của đất phía trên mũi cọc).

...

...

...

(C.14)

Trong đó:

B : chiều dài cạnh ngắn nhất của khối nhóm cọc (m);

B₁ : chiều dài cạnh dài của khối nhóm cọc (m);

m : hệ số điều chỉnh.

Sức chịu tải thiết kế của mỗi cọc khi được sử dụng trong nhóm cọc nhỏ hơn sức chịu tải thiết kế của các cọc đơn hoặc sức chịu tải thiết kế đối với phá hoại khối cho trong biểu thức (C.13) hoặc (C.14). Giới hạn cao nhất của khoảng cách giữa các hàng của cọc đến tổ hợp lực trên không thể xác định giống nhau. Điều này là do phụ thuộc vào các tính chất của đất nền và sự bố trí cọc.

Hình C.9 - Móng nhóm cọc

C.1.10  Tính toán ma sát âm

...

...

...

1) Khi cọc xuyên qua lớp sét mềm tới lớp chịu lực, lực ma sát từ lớp yếu mềm ban đầu sẽ tác động hướng lên phía trên và chịu một phần tải trọng tác động lên đầu cọc. Khi lớp sét cố kết thì bản thân cọc được đỡ bởi sức chịu tải của tầng chịu lực và hầu như không lún, hướng của lực ma sát theo hướng ngược lại như Hình C.10. Lực ma sát trên toàn bộ chu vi xung quanh cọc bây giờ dừng chống lại tải trọng tác dụng lên đầu cọc, mà thay vào đó lực tác dụng hướng xuống phía dưới và tác dụng lên tải trọng ờ chân cọc. Lực ma sát hướng xuống phía dưới trên toàn bộ chu vi xung quanh của cọc được gọi là ma sát tiếp xúc âm hoặc ma sát âm.

Hình C.10 - Ma sát âm

2) Mặc dù chưa biết giá trị thực tế của ma sát âm nhưng giá trị tối đa có thể tính từ biểu thức (C.15).

(C.15)

Trong đó:

R_nf,max: ma sát tiếp xúc ầm lớn nhất (cho cọc đơn) (kN);

φ : chu vi của cọc (Chu vi của diện tích kín trong trường hợp cọc thép có tiết diện chữ H) (m);

...

...

...

 : cường độ lực ma sát tiếp xúc trung bình trong lớp cố kết (kN/m^2).

3) Trong biểu thức trên,  trong nền đất sét đôi khi được lấy bằng q_u/2. Nếu lớp cát kẹp giữa các lớp sét cố kết, hoặc nếu lớp cát nằm bên trên lớp sét cố kết, thì chiều dày của lớp cát sẽ nằm trong L₂. Ma sát thành bên trong lớp cát đôi khi được xét đến để tính toán cho . Giá trị lớn nhất của ma sát âm trong trường hợp này được thể hiện trong biểu thức (C.16)

(C.16)

Trong đó:

L_s2: chiều dày của lớp cát có trong L₂ (m);

L_c: chiều dày của lớp đất sét có trong L₂ (m);

L_s2 + L_c = L₂

: giá trị SPT-N trung bình của lớp cát có chiều dày L_s2

...

...

...

4) Trong trường hợp nhóm cọc, ma sát tiếp xúc âm có thể được tính toán bằng cách coi sự làm việc của nhóm cọc như móng nông. Lực ma sát tiếp xúc âm cho một cọc được tính toán bằng cách chia cho số cọc (Xem Hình C.11)

(C.17)

Trong đó:

R_nf,max: lực ma sát tiếp xúc âm lớn nhất trên một cọc (cho nhóm cọc) (kN);

u : chu vi của nhóm cọc (m);

H : chiều sâu tính từ cao trình mặt đất đến đáy lớp cố kết (m);

 : cường độ chịu cắt trung bình của đất trong phạm vi H (kN/m^2);

A_g : diện tích đáy của nhóm cọc (m^2);

...

...

...

n : số lượng cọc trong móng.

Các biểu thức (C.16) đến (C.17) đưa ra giá trị lớn nhất của ma sát tiếp xúc âm. Giá trị thực tế sẽ phụ thuộc vào trị số lún cố kết và tốc độ cố kết, tính chất từ biến của đất sét yếu, và tính chất biến dạng của tầng chịu lực.

Hình C.11 - Ma sát âm của nhóm cọc

5) Khi tính toán sức chịu tải dọc trục thiết kế của cọc, có một vài trường hợp không chắc chắn trong việc đánh giá ảnh hưởng của lực ma sát tiếp xúc âm. Trong một phương pháp, sự ảnh hưởng của ma sát tiếp xúc âm được xác định bằng cách kiểm tra liệu một lực truyền lên mũi cọc vượt quá cả hai giá trị tải trọng dẻo của nền tại mũi cọc và cường độ nén dèo của tiết diện ngang của cọc. Điều đó có nghĩa là giá trị sức chịu tải dọc trục thiết kế trong điều kiện bình thường do Ra sẽ thoã mãn biểu thức (C.18) và (C.19) cũng như đảm bảo hệ số điều chỉnh yêu cầu cho các tải trọng thông thường.

(C.18)

(C.19)

...

...

...

R_a: sức chịu tải dọc trục thiết kế (trong điều kiện bình thường) (kN);

R_p: sức chịu tải của cọc (giá trị cực hạn) (kN);

R_nf,max: lực ma sát âm tiếp xúc lớn nhất (nhỏ hơn các giá trị của cọc đơn hay nhóm cọc) (kN);

(giá trị thường nhỏ hơn của cọc đơn hoặc nhóm cọc);

σf: ứng suất nén của cọc tại điểm dẻo (kN/m^2);

A_e : tiết diện ngang hữu hiệu của cọc (m^2).

Giá trị sức chịu tải mũi của cọc Rp có thể lấy tới 300 NA_p trong biểu thức (C.1). Nếu cọc xuyên vào trong địa tầng chịu lực, lực ma sát tiếp xúc trong địa tầng chịu lực có thể bao gồm cả trong sức chịu tải mũi (Xem Hình C.12)

(C.20)

...

...

...

R_p: sức chịu tải mũi cọc (Giá trị cực hạn) (kN);

N : giá trị N của nền tại mũi cọc;

A_p: diện tích của mũi cọc (m^2);

L_s1 = L₁ : chiều dài cọc chôn vào tầng chịu tải (nền cát) (m);

N_s1 : giá trị N trung bình của trong miền của L_s1

φ : chu vi cọc (m).

Hình C.12 - Sức chịu tải của mũi cọc

C.1.11  Tính toán độ lún của cọc

...

...

...

C.2  Sức kháng nhổ thiết kế của cọc

C.2.1  Quy định chung

1) Sức kháng nhổ thiết kế của cọc phải được tính toán bằng cách xác định sức kháng nhổ lớn nhất theo phương pháp thích hợp và chia cho hệ số điều chỉnh. Các yếu tố được chỉ ra dưới đây được xét đến khi cần thiết. Trong các trường hợp như vậy, hệ số điều chỉnh được lấy giá trị thích hợp có xét đến tính chất của kết cấu và cường độ của nền.

(1) Ứng suất chịu kéo cho phép của vật liệu cọc;

(2) Ảnh hưởng của các mối nối cọc;

(3) Sự tác động của nhóm cọc;

(4) Chuyển vị hướng lên trên của cọc do lực nhổ.

2) Sức kháng nhổ thiết kế của cọc đạt được đầu tiên bằng cách chia sức chịu nhổ lớn nhất của các cọc đơn cho giá trị thích hợp của hệ số điều chỉnh. Sau đó, sức chịu nhổ thiết kế của cọc được xác định trên cơ sở có kể đến cường độ của vật liệu cọc, các ảnh hưởng của các mối nối, sự làm việc của nhóm cọc, và sự chuyển vị theo hướng lên trên, ở đây, “Sức kháng nhổ lớn nhất” có nghĩa là giá trị lớn nhất của tải trọng nhổ chỉ ra trong Hình C.13. Trong các thí nghiệm nhổ của cọc, tài trọng giảm ngay khi chuyển vị hưởng lên trên vượt quá một giới hạn nào đó, và cuối cùng chỉ còn lại tĩnh tải của cọc. Cần phải chú ý đến sự khác nhau về độ lớn giữa tải trọng lớn nhất và tải trọng cực hạn.

...

...

...

C.2.2  Sức kháng nhổ thiết kế

1) Sức kháng nhổ thiết kế phải được tính bằng cách chia sức kháng nhổ lớn nhất của cọc đơn cho giá trị thích hợp của hệ số điều chỉnh.

2) Bảng C.3 đưa ra chỉ dẫn về các giá trị nhỏ nhất của hệ số điều chỉnh khi tính sức kháng nhổ thiết kế theo sức kháng nhổ lớn nhất của cọc đơn.

3) Giá trị nhỏ nhất của hệ số điều chỉnh khi động đất là 2,5. Giá trị này được thiết lập nhỏ hơn giá trị cho các điều kiện bình thường vì thời gian chịu tải địa chấn là rất ngắn. Khi có nguy cơ hoá lỏng lớp cát trong khi động đất, sức kháng nhổ thiết kế phâi được xác định bằng cách xem xét sự hoá lỏng.

Bảng C.3 - Chỉ dẫn về các giá trị nhỏ nhất của hệ số điều chỉnh

Điều kiện bình thường

3,0

Khi động đất

2,5

...

...

...

(1) Khi sức kháng nhổ lớn nhất được tính bằng các thí nghiệm nhổ

(C.21)

(2) Khi sức kháng nhổ lớn nhất được tính bằng biểu thức sức chịu tải tĩnh

(C.22)

Trong đó:

R_at: sức kháng nhổ thiết kế của cọc (kN);

W_p: tự trọng của cọc (trừ lực đầy nổi) (kN);

...

...

...

R_ut2: sức kháng nhổ lớn nhất của cọc (từ biểu thức sức chịu tải tĩnh) (kN);

m: hệ số điều chỉnh.

5) Giảm hệ số điều chỉnh

Nếu nền bao gồm đất cát chất lượng cao được đầm chặt tốt và sức chịu tải có thể được tính toán với đủ độ chính xác trên cơ sở các dữ liệu đáng tin cậy như kết quả khảo sát đất và thí nghiệm nhổ chính xác cũng như các dự đoán qua các phương pháp phân tích đáng tin cậy, thì giá trị của hệ số điều chỉnh có thể giảm xuống.

C.2.3  Sức kháng nhổ lớn nhất của cọc đơn

Sức kháng nhổ lớn nhất của cọc đơn cần nhận được trên cơ sở các kết quả của các thí nghiệm nhổ.

Không giống như sức chịu tải dọc trục, có rất ít các dữ liệu có thể so sánh được về sức kháng nhổ, và những đánh giá gián tiếp có thể dẫn đến một vài rủi ro. Do đó các thí nghiệm nhổ nên được thực hiện để tính sức kháng nhổ lớn nhất của cọc đơn. Tuy nhiên trong trường hợp đất sét (hạt mịn) tương đối mềm, ma sát bên trong khi đóng cọc được xem xét gần như là tương tự khi nhổ cọc. Do vậy, sức kháng nhổ lớn nhất có thể được tính toán từ kết quả của thí nghiệm tải trọng (hướng đầy xuống) và các công thức xác định sức chịu tải tĩnh.

1) Tính toán sức kháng nhổ lớn nhất bằng các công thức sức chịu tải tĩnh có thể theo các hướng dẫn được đưa ra trong phần C.1.4 của Phụ lục C. Trong trường hợp này, sức chịu tải mũi cọc trong số hạng đầu tiên của các biểu thức (C.2) và (C.4) nên bỏ qua. Do đó, đối với cọc đóng, nên sử dụng các biểu thức sau:

(1) Nền đất cát (hạt thô)

...

...

...

(C.23)

(2) Nền đất sét (hạt mịn)

(C.24)

Trong đó:

R_ut: sức kháng nhổ lớn nhất của cọc (kN);

N : giá trị N trung bình cho tổng chiều dài chôn cọc;

...

...

...

c_a: lực dính trung bình của tổng chiều dài chôn cọc (kN/m^2).

2) Biểu thức Terzaghi đôi khi được sử dụng như là một biểu thức sức chịu tải tĩnh để tính sức kháng nhổ lớn nhất của cọc, xem biểu thức (C.25). Trong trường hợp này, các giá trị được tính ra từ các Biểu thức (C.23) và (C.24) sẽ được so sánh với giá trị tính ra từ Biểu thức Terzaghi nhằm đạt được giá trị thích hợp nhất.

(C.25)

(C.26)

Trong đó:

R_ut: sức kháng nhổ lớn nhất của cọc (kN);

R_f: lực ma sát thành bên của cọc (kN);

...

...

...

L : chiều dài chôn cọc (m);

 : cường độ ma sát thành bên trung bình (kN/m^2);

c_ai: lực dính giữa đất và cọc trong lớp thứ i (kN/m^2);

K_s: hệ số áp lực ngang của đất tác động lên cọc;

q_l: áp lực chất trên hữu hiệu trung bình trong lớp đất thứ i (kN/m^2);

: hệ số ma sát giữa cọc và đất;

l_i: chiều dày của lớp đất thứ i (m).

Đối với c_a và , xem C.1.4 của Phụ lục C. Giá trị hệ số áp lực ngang của đất K_s trong trường hợp sức kháng nhổ được coi là nhỏ hơn giá trị trong trường hợp chịu tải. Thông thường giá trị từ 0,3 đến 0,7 (gần với hệ số áp lực đất ở trạng thái tĩnh) thường được sử dụng.

C.2.4  Kiểm tra ứng suất kéo của vật liệu cọc

...

...

...

C.2.5  Các điều kiện cần xem xét để xác định sức bền kháng nhổ thiết kế của cọc

1) Khi tính sức kháng nhổ thiết kế của cọc, phải chú ý đến các điều kiện sau:

(1) Trong trường hợp cọc ghép, sức kháng nhổ của cọc dưới các mối nối sẽ được bỏ qua. Tuy nhiên, khi các mối nối có chất lượng cao được lắp vào cọc thép, sức kháng nhổ của các cọc thấp hơn có thể được xem xét trong khoảng cường độ chịu kéo cho phép của các mối nối, sau khi đã khẳng định độ tin cậy của mối nối.

(2) Trong trường hợp nhóm cọc, sức kháng nhổ sẽ được tính như một móng khối đơn với bề mặt bao quanh các cọc phía ngoài cùng trong nhóm cọc.

(3) Khi xác định sức kháng nhổ thiết kế của cọc, trị số chuyển vị cho phép hướng lên phía trên của đầu cọc đặt lên kết cấu phần trên cần được xem xét.

2) Cường độ chịu kéo của vật liệu cọc

Giá trị thiết kế của sức kháng nhổ của cọc bị giới hạn đối với cường độ chịu kéo của vật liệu cọc. Phương pháp kiểm tra này có thể tuân theo điều C.2.5 của Phụ lục C.

C.3  Sức chịu tải ngang thiết kế của cọc

C.3.1  Quy định chung

...

...

...

2) Đối với sức chịu tải dọc trục, giá trị tiêu chuẩn của sức chịu tải thiết kế được tính bằng cách chia sức chịu tải cực hạn cho hệ số điều chỉnh. Nhưng đối với sức chịu tải ngang, giá trị thiết kế của nó được tính trực tiếp từ ứng xử của cọc mà không nhắc đến sức chịu tải cực hạn.

3) Sức chịu tải ngang thiết kế của cọc được xác định để thoả mãn hai điều kiện sau:

(1) Ứng suất uốn xuất hiện trong cọc không được vượt quá ứng suất uốn thiết kế của vật liệu cọc

(2) Chuyển vị của đầu cọc (chuyển vị ngang) không được vượt quá chuyển vị thiết kế đặt lên kết cấu phàn trên

4) Chiều sâu chôn cọc

Chiều dài của phàn cọc chôn trong đất chịu sức kháng hữu hiệu chống lại ngoại lực thì được gọi là chiều dài hữu hiệu. Cọc được gọi là cọc dài khi chiều sâu chôn cọc dài hơn chiều dài hữu hiệu. Các cọc sẽ được gọi là cọc ngắn khi chiều sâu chôn cọc ngắn hơn chiều dài hữu hiệu.

5) Cọc chịu lực ngang

Sức kháng khi cọc chịu các lực ngang (ngoại lực theo phương nằm ngang hoặc gần như ngang) được gọi là sức chịu tải ngang. Nó được chia thành ba dạng cơ bản như Hình C.14.

(1) Khi một cọc đứng chịu lực ngang

...

...

...

(2) Khi một cọc nghiêng chịu lực ngang

Trong trường hợp này, một phần của ngoại lực được chống đỡ bời sức kháng dọc trục. Hệ số tài trọng giữa sức chịu tải ngang và dọc trục thì gần như hoàn toàn được xác định bởi góc nghiêng của cọc. Do vậy, sức chịu tải có thể được chia thành sức chịu tải ngang và sức kháng dọc trục và được tính riêng rẽ.

(3) Khi cọc chụm đôi chịu lực ngang

Cọc chụm đôi là hệ cọc bao gồm hai hay nhiều cọc có các hướng dọc trục khác nhau được tổ hợp lại. Dạng đơn giàn nhất của cọc chụm đôi được biểu diễn trong Hình C.14 (c). Trong trường hợp này, hầu hết các ngoại lực được chống đỡ bởi các sức kháng dọc trục của các cọc chụm đôi nghiêng. Do vậy khi chiều dài tự do của cọc mà dài thì sức chịu tải ngang thường được bỏ qua khi tính sức chịu tải. Thay vào đó, sức chịu tải dọc trục của riêng từng cọc được tính toán.

Với cọc chụm đôi, rất khó tính sự chuyển vị của đầu cọc. Một số phương pháp đã được đề xuất, nhưng không có phương pháp nào trong số đó phù hợp để ứng dụng tính toán sự chuyển vị của đầu cọc (C.4.6 của Phụ lục C). Tuy nhiên, vì sự chuyển vị của cọc chụm đôi nhỏ hơn rất nhiều so với cọc đơn, nên sự chuyển vị hiếm khi trở thành vấn đề.

(a) khi cọc thẳng đứng chịu lực

(b) khi cọc nghiêng chịu lực

(c) khi cọc chụm đôi chịu lực

...

...

...

C.3.2  Tính sức chịu tải ngang thiết kế của cọc

Sức chịu tài ngang thiết kế của cọc được xác định bằng một giá trị thích hợp trên cơ sở các thí nghiệm chịu tải hoặc các phương pháp phân tích, hoặc là các phương pháp tính toán bằng cách kết hợp các kết quả này lại với nhau.

C.3.3  Đánh giá sự làm việc của cọc qua thí nghiệm thử tải

1) Khi tiến hành các thí nghiệm thử tải để tính toán sự làm việc của cọc đơn chịu lực ngang, tất cả những đánh giá phù hợp sẽ đưa ra được về sự khác nhau trong cọc và các điều kiện tải trọng giữa kết cấu thực tế và thí nghiệm thừ tải.

2) Khi các thí nghiệm thử tải được thực hiện trong điều kiện tương tự như của kết cấu thực tế, thì giá trị sức chịu tải thiết kế có thể tính từ các kết quả thí nghiệm nhờ các phương pháp sau. Đồ thị tải trọng và sự chuyển vị của đầu cọc trong các thí nghiệm chịu tải ngang thường có dạng đường cong từ lúc bắt đầu. Do vậy, khỏ mà đọc được rõ ràng tải trọng gây ra uốn hoặc tải trọng cực hạn trên đường cong chuyển vị của đầu cọc và tải trọng (trừ cọc ngắn). Bời vì cọc có chiều sâu chôn cọc dài thì chỉ chịu được hiện tượng nền bị phá hoại ở qui mô nhỏ và sự phá hoại nền tăng dần chứ không thể chịu được sự phá hoại tổng thể. Do vậy, đồ thị chuyển vị của đầu cọc và tải trọng không được sử dụng để tính tải trọng đàn hồi hoặc tải trọng cực hạn, mà chì đễ khẳng định bản thân sự chuyển vị của đầu cọc. Nói cách khác, một khi sự chuyển vị cho phép của đầu cọc đã được xác định, tải trọng tương ứng với chuyển vị này trên đường cong chuyển vị đầu cọc và tải trọng sẽ xác định sức chịu tải ngang thiết kế.

3) Hơn nữa, ứng suất uốn tương ứng với sức chịu tải thiết kế này cũng cần phải được xét đến. Đó là, khi tải trọng bằng giá trị giá trị sức chịu tải thiết kế được áp dụng, thì ứng suát uốn lớn nhất xuất hiện trong cọc không được vượt quá ứng suất uốn cho phép của vật liệu cọc (xem C.4.4 của Phụ lục C). Để tính sức chịu tải ngang thiết kế của cọc ngắn, cần xét đến sự lật cọc cùng với sự chuyển vị của đầu cọc và ứng suất uốn như đã được đề cập. Khi tải trọng lật không thể xác định chắc chắn được, tải trọng thí nghiệm lớn nhất có thể được sử dụng thay cho tải trọng lật.

C.3.4  Đánh giá ứng xử của cọc sử dụng các phương pháp giải tích

1) Khi đánh giá ứng xử của cọc đơn chịu tác dụng của lực ngang bằng cách sử dụng các phương pháp giải tích thì nên phân tích cọc như là một dầm đặt trên một móng đàn hồi.

2) Các phương pháp đánh giá giải tích ứng xử của cọc đơn chịu tác dụng của lực ngang như một dầm đặt trên một móng đàn hồi bao gồm phương pháp tương đối đơn giản của Chang cũng như phương pháp PHRI (Viện nghiên cứu cảng và bể cảng Nhật Bản, sau đỏ được chuyển thành PARI).

...

...

...

Biểu thức (C.27) là biểu thức cơ bản để đánh giá theo giải tích ứng xử của cọc như là dầm trên nền đàn hồi.

(C.27)

Trong đó:

El : độ cứng chống uốn của cọc (kN.m^2)

x : chiều sâu tính từ cao trình mặt đất (m)

y : chuyển vị của cọc ở chiều sâu x (m)

P : phản lực của đất nền trên một đơn vị chiều dài ở độ sâu x (kN/m)

p : phản lực đất nền trên đơn vị diện tích ở độ sâu x (kN/m^2)

...

...

...

Các phương pháp giải tích khác nhau tùy theo cách thức phản lực nền P được xem xét trong biểu thức (C.27). Nếu coi nền đơn giản chi là một khối đàn hồi tuyến tính thì P hoặc p là một hàm tuyến tính của chuyển vị của cọc y.

(C.28)

Hoặc

(C.29)

Trong đó:

E_s: mô đun đàn hồi của nền (kN/m^2);

...

...

...

Có nhiều thảo luận về đặc điểm của mô đun đàn hồi E_s nhưng khái niệm đơn giản nhất là E_s = k_CHB = hằng số, theo đề xuất của Chang.

Shinohara, Kubo và Hayashi đã đề xuất phương pháp PHRI là phương pháp giải tích có xét đến trạng thái đàn hồi phi tuyến tính của nền. Phương pháp này có thể mô tả ứng xử của các cọc thực tế chính xác hơn các phương pháp khác. Phương pháp PHRI sử dụng biểu thức (C.30) để mô tả quan hệ giữa phản lực nền và chuyển vị của cọc

(C.30)

Trong đó:

k : hằng số của sức chịu tải ngang của nền (kN/m^3,5 hay kN/m^2,5);

n : chỉ số 1 hoặc 0.

4) Phương pháp PHRI

(1) Các đặc điểm của phương pháp PHRI

...

...

...

(a) Nền loại S

(C.31)

b) Nền loại C

(C.32)

Trong đó:

k_s: hằng số của sức chịu tải ngang trong nền loại S (kN/m^3,5);

k_c: hằng số của sức chịu tải ngang trong nền loại C (kN/m^2^,^5).

...

...

...

Trong phương pháp PHRI, các mối quan hệ phi tuyến tính giữa p và y được đưa ra bởi các biểu thức (C.31) và (C.32) để phản ánh trạng thái thực tế của phản lực nền. Do đó, các giải pháp trong các điều kiện riêng rẽ sẽ không thể có được nếu không có sự hỗ trợ của phép tính số và nguyên tắc cộng tác dụng không thể áp dụng được. Kết quả của nhiều thí nghiệm tỷ lệ thật đã khẳng định rằng phương pháp này phản ánh ứng xử của cọc chính xác hơn các phương pháp thông thường khác. Từ đó, đã rút ra nhận xét rằng để cho cọc ứng xử giống như cọc dài thì ít nhất chúng phải dài 1,5 l_o (l_o: chiều sâu của điểm không đầu tiên của mô men uốn trong phương pháp PHRI).

(2) Hằng số của sức chịu tải ngang của nền

Hai loại nền trong phương pháp PHRI được xác định :

(a) Nền loại S

- Mối quan hệ giữa p-y được thể hiện p = k_sxy^0,5 là theo biểu thức (C.31)

- Giá trị N trong thí nghiệm xuyên tiêu chuẩn tăng tỷ lệ với chiều sâu.

- Ví dụ thực tế: nền đất cát (hạt thô) có mật độ đồng đều và nền đất sét (hạt mịn) cố kết bình thường.

(b) Nền loại C

- Mối quan hệ giữa p-y được thể hiện p = k_cy^0,5 là theo biểu thức (C.32)

...

...

...

- Ví dụ thực tế: nền đất cát (hạt thô) có bề mặt được đầm chặt và nền đất sét (hạt mịn) quá cố kết. Mối quan hệ được trình bày trong Hình C.15 tồn tại giữa tỷ lệ tăng giá trị N trên một mét chiều sâu trong  nền loại S, và sức kháng thành bên của cọc k_s. Nếu sự phân bố giá trị N theo hướng chiều sâu không bằng 0 trên mặt đất thì  có thể được tính từ độ nghiêng trung bình của sơ đồ giá trị N đi qua điểm không ở bề mặt. Trong nền loại C, mối quan hệ của loại nền được chỉ ra trong Hình C.16 tồn tại giữa bản thân giá trị N và k_c. Vì vậy, có thể dự tính sơ bộ k_s hoặc k_c từ sự phân bố của giá trị N.

1. ALTON.ILLINOIS (FEAGIN)

2. WIN FIELD.MONTANA (GLESER)

3. PORT HUENEME (MASON)

4.5. Hakkenbori No.1, No.2

6. Ibaragigawa (GOTO)

7. Osaka National Railways (BEPPU)

8.9. Tobata No.6, No.9

...

...

...

11. Tobata K-ll (PHRI)

12. Tobata L-ll (PHRI)

13. Kurihama model experiment

14. Shin-Kasai Bridge (TATEISHI)

15. Yamanoshita (IGUCHI)

Hình C.15 - Mối quan hệ giữa giá trị N và k_s

1. Tobata K-l (TTRI)

2. Tobata K-lll (TTRI)

...

...

...

4. Tobata L-ll (TTRI)

5. Tobata L-IV (TTRI)

6. Hakkenbori No.1

7. Hakkenbori No.2

8. Osaka National Railways

9. Yahata Seitetsu No.6

10. Yahata Seitetsu No. 9

11. Tobata preliminary test-1 (TTRI)-1

12. Tobata preliminary test-2 (TTRI)-2

...

...

...

14. Wagner (Callif.) No.25

15. Wagner-1 (Alaska)-1

16. Wagner-1 (Alaska)-2

17. Tokyo National Railways b

18. Tokyo National Railways A4

19. Tokyo National Railways B

Hình C.16 - Mối quan hệ giữa giá trị N và k_c

(3) Xác định hằng số chịu tải ngang bằng các thử tải

Việc xác định hằng số chịu tải ngang bằng cách sử dụng giá trị N chỉ có thể cho các kết quả gần đúng. Nên thực hiện các thử tải để tính được những giá trị chính xác hơn. Các hằng số k_s và k_c được xác định chỉ từ điều kiện của nền và không bị ảnh hưởng bởi các điều kiện khác như E_s trong biểu thức Chang. Vì vậy, nếu k_s và k_c có thể được xác định bằng một thử tải thì các giá trị đó cũng có thể được áp dụng cho các điều kiện khác.

...

...

...

Để một cọc có chức năng như một cọc dài thì chiều sâu chôn cọc phải lớn hơn chiều dài hiệu dụng của nó. Dựa trên kết quả của các thi nghiệm mô hình với cọc ngắn, Shinohara và Kubo nhận thấy rằng phần dưới của cọc được coi là cố định hoàn toàn trong nền đát khi chiều dài chôn cọc lớn hơn 1,5 l_o và từ đó, đề xuất sử dụng 1,5I_o là chiều dài hiệu dụng. Trên thực tế, nếu chiều dài chôn cọc vượt quá 1,5 l_o thì ứng xử của cọc về cơ bản sẽ không khác nhiều so với ứng xử của một cọc dài. Tuy nhiên chiều dài chôn cọc tối thiểu của cọc dài thì nên sử dụng 1,5 l_o, có xét đến ảnh hưởng của độ dão đất.

Cũng nên lưu ý rằng giá trị của l_o tăng khi độ cứng của cọc tăng và giảm khi sức chịu tải ngang của nền tăng. Tuy nhiên, giá trị của l_o hầu như không bị ảnh hưởng bởi chiều cao đặt tải và điều kiện ngàm đầu cọc. Hơn nữa, l_o cũng có đặc tính tăng dần giá trị khi tải trọng tăng.

(5) Ảnh hưởng của chiều rộng cọc

Có hai cách xem xét ảnh hưởng của chiều rộng cọc. Đầu tiên là xem xét rằng chiều rộng cọc B không ảnh hưởng tới mối quan hệ giữa phản lực nền p trên một đơn vị diện tích và chuyển vị y. Thứ hai, theo đề xuất của Terzaghi, giả định rằng giá trị của p tương ứng với giá trị y đã cho có tỷ lệ nghịch với các thí nghiệm mô hình đã thực hiện bởi B. Shinohara, Kubo và Sawaguchi về mối quan hệ giữa giá trị ks trong nền đất cát (hạt thô) và B. Kết quả được chỉ ra trong Hình C.17. Hình này chỉ ra sự kết hợp giữa hai thuyết nêu trên và chỉ ra rằng lý thuyết đầu tiên hiệu quả nếu chiều rộng cọc B đù lớn. Dựa trên các kết quả này, đã quyết định không xem xét ảnh hưởng của chiều rộng cọc trong phương pháp PHRI.

Hình C.17 - Mối quan hệ giữa k_s và chiều rộng của cọc

(6) Ảnh hưởng của độ nghiêng của cọc

Đối với cọc nghiêng, có một mối quan hệ được chỉ ra trong Hình C.18 giữa góc nghiêng của cọc và tỷ số giữa hằng số sức chịu tải ngang của cọc nghiêng đối với các cọc thẳng đứng. Hình này chỉ ra các ví dụ thử nghiệm tại hiện trường mà kiểm tra công tác đóng cọc nghiêng trong nền ngang và các ví dụ thử nghiệm trong phòng thu được bằng cách chuẩn bị nền sau khi đóng cọc nghiêng, và khi đó làm chặt đất xung quanh cọc. Trong thử nghiệm tại hiện trường, khi thực hiện công tác lấp đất sau khi cọc nghiêng được đóng thì kết quả thu được có hệ số phản lực nền không tăng thậm chí khi góc nghiêng của cọc âm. Tuy nhiên, trong trường hợp này có thể dự đoán được mức tăng hệ số phản lực nền do có thể dự đoán hiện tượng làm chặt xảy ra tiếp theo trên nền đất xung quanh.

...

...

...

5) Phương pháp Chang

(1) Biểu thức tính toán

Sử dụng mô đun đàn hồi của nền E_s= Bk_CH, biểu thức đàn hồi của cọc được trình bày:

- Phần cọc tự do

(C.33)

- Phần cọc ngập đất

Bằng cách tính toán các lời giải tổng quát này với Bk_CH là một hằng số và thêm các điều kiện biên thì có thể rút ra lời giải cho cọc có chiều dài bán vô hạn (xem Bảng C.4)

...

...

...

(2) Ước tính ktheo phương pháp Chang

(a) Đề xuất của Terzaghi

Terzaghi đề xuất các giá trị sau đối với hệ số phản lực nền theo phương ngang trong đất sét (hạt mịn) hoặc đất cát (hạt thô).

Bảng C.4 - Tính toán cọc có chiều dài bán vô hạn k_CH là hằng số

Phương trình vi phân đường cong độ võng và giải thích ký hiệu

- Phần tự do :

- Phần ngập đất:

H_t : lực ngang tác động lên đầu cọc (kN)

...

...

...

B : đường kính cọc (m)

El : độ cứng chịu uốn (kN.m^2)

k_CH: hệ số phản lực nền theo phương ngang (kN/m^2)

h: chiều cao phần cọc tự do

Trạng thái cọc

Cọc có phần tự do (h ≠ 0)

Cọc ngập đất hoàn toàn (h=0)

...

...

...

Biểu đồ mô men uốn

(1)Biến dạng cơ bản

(2) Nếu mũi cọc không xoay

(3) Hệ thống cơ bản (M_t = 0)

(4) Nếu mũi cọc không xoay

...

...

...

Nếu M_t ≠ 0, sử dụng các phương trình trong (1) đặt h_o - M_t/H_t : phương trình tương tự áp dụng bên dưới

Chuyển vị mũi cọc (y_t)

...

...

...

Chuyển vị cao trình mặt đất (y_o)

y_o = y_t

y_o = y_t

Độ nghiên mũi cọc (θ_t)

θ_t = 0

...

...

...

Mô men uốn thân cọc (M)

Cường độ cắt thân cọc (S)

...

...

...

Mô men uốn mũi cọc

Mô men uốn max của phần ngập đất (M_s,max)

...

...

...

Độ sâu (M_s.max) xảy ra (Im)

Độ sâu điểm cố định thứ nhất (l_o)

...

...

...

Độ sâu góc quay điểm 0 (L)

Hệ số đông cứng mũi cọc (K₁, K₂, K₃, K₄)

...

...

...

- Trong trường hợp đất sét (hạt mịn)

(C.34)

Trong đó:

k_CH hệ số phản lực nền theo phương ngang (kN/m^3)

B chiều rộng cọc (m)

: giá trị chỉ ra trong Bảng C.5

...

...

...

- Trong trường hợp đất cát (hạt thô)

(C.36)

Trong đó:

x : chiều sâu (m)

B : chiều rộng của cọc (m)

n_h: giá trị được liệt kê trong Bảng C.6

(C.37)

...

...

...

Terzaghi giả định rằng giá trị của k_CH tỷ lệ nghịch với chiều rộng của cọc B như chỉ ra trong các biểu thức (C.34) và (C.36). Các ý kiến khác cho rằng chiều rộng của cọc không liên quan đến k_CH

Bảng C.5 - Hệ số phản lực nền theo phương ngang

Độ chặt của sét

Cứng

Rất cứng

Nguyên khối

Cường độ nén nở hông q_u (kN/m^2)

100-200

200-400

...

...

...

Phạm vi của  (kN/m^2)

16.000-32.000

32.000-64.000

64.000 hoặc lớn hơn

Giá trị đề xuất của  (kN/m3)

24.000

48.000

96.000

Bảng C.6 - Giá trị của n_h

...

...

...

Rời

Trung bình

Chặt

n_h đối với cát khô hoặc ướt (kN/m^3)

2.200

6.600

17.600

n_h đối với cát ngập nước (kN/m^3)

1.300

...

...

...

10.800

(b) Đề xuất của Yokoyama

Yokoyama đã tập hợp kết quả của các thử tải ngang trên các cọc cừ được thực hiện tại Nhật Bản và thực hiện các tính toán ngược đối với k_CH, và thu được Hình C.19 bằng cách so sánh các

kết quả và các giá trị N trung bình ở chiều sâu xuống đến β^-^1 tính từ cao trình mặt đất. Trong trường hợp này, E_s= k_CHB được giả định là có giá trị đối với cả đất cát (hạt thô) và đất sét (hạt mịn) và bản thân k_CH được giả định là không bị ảnh hưởng bởi B. Mặc dù các giá trị của k_CH thu được bằng tính toán ngược từ các kết quả đo được giảm khi tải trọng tăng, Hình C.19 được lập bằng cách sử dụng k_CH khi chuyển vị của nền đất là 1cm. Hình C.19 có thể được sử dụng khi ước tính sơ bộ giá trị của E_s từ các điều kiện của đất mà không thực hiện các thử tải tại hiện trường.

1. Yamaborigawa

2. Tobata

3. Tobata K-l

4. Tobata L-ll

...

...

...

6. Tobata K-lll

7. Tobata L-IV

8. Tobata K-IV

9. Shell Ogishima

10. Ibaragigawa

11. Takagawa

12. Tokyo SupplyWarehouse

13. Kasai Bridge

14. Aoyama

...

...

...

Hình C.19 - Giá trị của k_CH thu được bằng cách tính toán ngược từ các thử tải ngang trên cọc

(c) Mối quan hệ giữa k_c, k_s và k_CH

Từ Hình C.15, Hình C.16 và Hình C.19 các mối quan hệ giữa các giá trị SPT-N và  được chỉ ra trong các hình tương ứng và các hệ số tương ứng của phản lực nền được trình bày trong Bảng C.7. Có thể hiểu từ những kết quả này là có các mối quan hệ phân tán lớn giữa giá trị k_CH và N. Những kết quả này là do giá trị của k_CH không thể được xác định chỉ từ các điều kiện của đất. Vì vậy, mối quan hệ giữa k_c và k_CH, giữa k_s và k_CH có thể tính bằng cách coi chuyển vị của mặt nền tương đương trong các điều kiện chịu tải tương tự. Sau đó, thay các biểu thức liên quan của k_c, k_s và giá trị N hoặc giá trị  thì có thể thu được các biểu thức sau.

(đầu cọc tự do)

(đầu cọc ngàm)

(đầu cọc tự do)

...

...

...

(đầu cọc ngàm)

Bảng C.7 - Mối quan hệ giữa giá trị SPT-N hoặc giá trị N và phản lực nền tương ứng

Biểu thức tương quan

Hệ số tương quan

Hệ số biến thiên

k_c = 540 N ^0^,^648 (kN/m^2^,^5)

0,872

0,111

...

...

...

0,966

0,077

kcH = 3910 N ^0,733 (kN/m^3)

0,917

0,754

C.3.5  Đánh giá tác động của nhóm cọc

1) Khi các cọc được sử dụng như là nhóm cọc thì tác động của nhóm cọc gây ảnh hưởng đến ứng xử của từng cọc phải được xem xét.

2) Khi khoảng cách giữa các cọc đóng vượt quá giá trị được liệt kê trong Bảng C.8, tác động của nhóm cọc lên sức chịu tải ngang của từng cọc đơn có thể bỏ qua. Trong bảng này, “ngang” có nghĩa là hướng vuông góc với hướng của ngoại lực, còn “dọc" có nghĩa là hướng của ngoại lực

Bảng C.8 - Khoảng cách giữa tâm của cọc

...

...

...

Ngang

Đường kính cọc x 1,5

Dọc

Đường kính cọc x 2,5

Đất sét (hạt mịn)

Ngang

Đường kính cọc x 3,0

Dọc

Đường kính cọc X 4,0

...

...

...

Sức chịu tải ngang của móng kết cấu dùng các cọc chụm đôi được xác định phù hợp có xét đến đặc điểm kết cấu của nền móng.

1) Phân bố của lực ngang trong Nền móng với tổ hợp bao gồm cọc đứng và cọc chụm đôi.

Khi lực ngang tác động lên nền móng với tổ hợp của cọc đứng và cọc chụm đôi, thì lực sinh ra do cọc đứng nhỏ hơn nhiều so với lực sinh ra bởi cọc đôi dưới điều kiện chuyển vị ngang bằng nhau. Thường giả thiết là toàn bộ lực ngang đều do cọc đôi chịu.

2) Sức chịu tải ngang của cọc chụm đôi

Có hai nhóm phương pháp tính sức chịu tải ngang của cọc đôi. Nhóm thứ nhất chỉ tính sức kháng từ sức chịu tải dọc trục của từng cọc. Nhóm thứ hai tính sức kháng từ sức chịu tải dọc trục của từng cọc và sức chịu tải ngang của từng cọc có tính đến sức kháng uốn của cọc.

3) Tính sức chịu tải ngang của cọc chụm đôi chỉ xét đến sức chịu tải dọc trục của cọc

Khi lực kháng được chỉ do sức chịu tải dọc trục, như trên Hình C.20, các tải trọng đứng và tải trọng ngoài tác động lên đầu hai cọc chụm đôi được chia thành lực dọc trục của mỗi cọc. Điều này có nghĩa là lực tác dụng theo hướng dọc trục của mỗi cọc sẽ là nhỏ hơn sức chịu tải dọc trục thiết kế (hoặc sức kháng nhổ thiết kế). Lực dọc trục được tính bằng biểu thức (C.39) hoặc bằng phương pháp đồ thị (xem Hình C.20).

(C.39)

...

...

...

P₁, P₂: Lực đẩy tác dụng lên từng cọc (hoặc lực nhổ nếu giá trị là âm) (kN);

θ₁, θ₂: góc nghiêng từng cọc (°);

V_l: Lực đứng trên cọc chụm đôi (kN);

H_l: Lực ngang trên cọc chụm đôi (kN).

Hình C.20 - Lực dọc trục của các cọc chụm đôi

4) Tính sức chịu tải ngang của cọc chụm đôi có xét đến sức chịu tải ngang của các cọc đơn

Có các cách khác nhau để tính sức chịu tải ngang của các cọc chụm đôi khi xét đến sức chịu tải ngang của các cọc đơn. Ví dụ:

(1) Thiết lập các điều kiện mà tại đó sự chuyển vị của mỗi cọc luôn luôn giống nhau ở tại điểm nối của cọc đôi, với giả thiết là đặc tính lò xo theo hướng dọc trục và hướng ngang tại đầu cọc là đàn hồi

...

...

...

(3) Tính tải trọng và sự chuyển vị tại đầu cọc, hoặc độ lún và sự chuyển vị hướng lên phía trên của cọc trong trường hợp (2) trên cơ sở các biểu thức thực nghiệm

(4) Sử dụng kết quả của thí nghiệm thử tải trên các cọc đơn

(5) Giả sử là trạng thái đàn hồi của từng cọc sẽ xuất hiện và sức kháng của phân bố uốn sẽ không đổi cho đến khi sức kháng của cọc chụm đôi đạt giá trị sức chịu tải cực hạn.

Phương pháp (1) để tính sự phân bố của lực ngang cho từng cọc dựa trên giả thiết là sức kháng dọc trục và sức kháng bên của cọc có các đặc tính đàn hồi. Đối với cọc chụm đôi được biểu diễn trên Hình C.21, độ lún của từng cọc tại đầu cọc tỷ lệ thuận với lực dọc trục tác động lên cọc đó và cũng như vậy, sự chuyển vị ngang tỷ lệ thuận với lực ngang tác động lên cọc. Trên giả định này, lực dọc trục và lực ngang tác động lên từng cọc của cọc chụm đôi có thể được tính bằng biểu thức (C.40), rút ra từ các điều kiện cân bằng lực và sự tương thích của chuyển vị.

Chuyển vị ngang và chuyển vị theo phương thẳng đứng của đầu cọc có thể được tính bằng biểu thức (C.41)

Trong đó:

N₁, N₂: lực dọc trục tác dụng lên mỗi cọc, lực nén có giá trị dương (kN);

...

...

...

V: tải trọng theo phương thẳng đứng trên cặp cọc chụm đôi (kN);

H: tải trọng ngang trên một cặp cọc chụm đôi (kN);

θ₁, θ₂: góc nghiêng so với tuyến thẳng đứng của mỗi cọc (°);

ω₁, ω₂: hằng số lò xo dọc trục của mỗi đầu cọc (kN/m);

μ₁, μ₂: hằng số lò xo ngang của mỗi đầu cọc (kN/m);

δ'₁, δ'₂: chuyển vị theo phương thẳng đứng của mỗi đầu cọc (m);

η'₁, η'₂: chuyển vị ngang của mỗi đầu cọc (m).

Các số chỉ số dưới được gắn với mỗi ký hiệu như chỉ ra trong Hình C.21 là “1” đối với cọc được đẩy và “2” đối với cọc được nhổ nếu chỉ có tải trọng ngang tác dụng.

Các giá trị được liệt kê trong Bảng C.9 có thể được sử dụng cho các hằng số đàn hồi của đầu cọc.

...

...

...

Trong đó:

l: chiều sâu chôn cọc (m);

λ: chiều dài lộ ra của cọc (m);

E: mô đun Young của vật liệu cọc (kN/m^2);

A: diện tích mặt cắt ngang cọc (m^2);

I: mô men quán tính của cọc (m^4);

E_s: (kN/m^2) E_s=k_CH B mô đun đàn hồi của đất nền;

B: chiều rộng của cọc (m);

...

...

...

Có thể tính hệ số phản lực nền theo phương ngang k_CH bằng cách nhân giá trị của k_CH tính được trong Phần [4] Xác định ứng xử của cọc bằng cách sử dụng các phương pháp giải tích, (5) Phương pháp Chang theo hệ số tính từ Hình C.18 theo độ nghiêng của cọc.

Hình C.21 - Cọc chụm đôi xét đến độ uốn của cọc và sức kháng của đất do độ uốn

Bảng C.11 - Hằng số lò xo của đầu cọc

Hằng số lò xo dọc trục của đầu cọc (ω)

Cọc chống

Cọc ma sát

Đất sét (hạt mịn)

...

...

...

Đất cát (hạt thô)

Hằng số lò xo hướng ngang của đầu cọc (μ)

Đầu cọc dạng khớp

Không nhô lên mặt đất (λ=0)

Nhô lên mặt đất (λ≠0)

Đầu cọc ngàm

...

...

...

Nhô lên mặt đất (λ≠0)

C.4  Nguyên tắc chung thiết kế cọc

C.4.1  Phân chia tải trọng

1) Tải trọng đứng sẽ chỉ do các cọc chịu. Sẽ không có bất cứ sức chịu tải nào của đất tiếp xúc với đáy của kết cấu được chống đỡ bởi các cọc.

2) Tải trọng ngang về nguyên tắc chỉ do các cọc chịu. Tuy nhiên, khi có thể có đủ sức kháng do áp lực đất tác dụng lên chỉ phần chôn của kết cấu thì sức kháng này có thể coi là chịu tải trọng ngang.

3) Tải trọng đứng

Khoảng trống nào đó có thể xuất hiện giữa phần đáy của kết cấu chỉ được tựa lên cọc và phần đất bên dưới nó khi trải qua thời gian, thậm chí nếu phần đáy được xây tiếp xúc với đất. Do vậy, để an toàn sức người ta sẽ bỏ qua chịu tải của nền bên dưới kết cấu.

...

...

...

Về nguyên tắc, tải trọng ngang chỉ do các cọc chịu. Nếu dự kiến có sức kháng do áp lực bị động của đất chống lại phần chôn xuống của kết cấu, sức kháng này có thể được cộng thêm vào. Tuy nhiên, thường là rất khó tính sức kháng do áp lực bị động của đất trong trường hợp này. Không có một cách đơn giản nào xác định xem liệu áp lực bị động của đất có đạt tới giá trị cực hạn phản ứng lại sự chuyển vị của đầu cọc tương ứng với sức chịu tải ngang cho phép của các cọc. Trong một số trường hợp, nếu kết cấu bị chuyển vị đến phạm vi của áp lực đất bị động thu được bằng biểu thức của Coulomb, thì chuyển vị này của kết cấu có thể gây ra sự phá hoại do uốn của cọc. Những yếu tố này phải được xem xét đầy đủ khi tính toán sức kháng do áp lực đất bị động ở phần chôn dưới đất.

C.4.2  Sự phân bố tải trọng

Trong cùng một nền móng, các cọc sẽ được sắp xếp sao cho lực dọc và ngang tác động lên từng cọc đơn càng bằng nhau càng tốt.

C.4.3  Khoảng cách giữa các tâm cọc

Khi xác định khoảng cách giữa các tâm cọc đóng, người ta phải xem xét đến tính thi công được, ứng xử biến dạng của đất xung quanh cọc, cũng như ứng xử của nhóm cọc.

C.4.4  Tính chất vật liệu của cọc

1) Vật liệu cọc

Cọc được sử dụng để thi công các công trình cảng và bể cảng được làm bằng gỗ, bê tông hoặc thép.

2) Tính chất vật liệu của cọc

...

...

...

3) Giá trị đặc trưng ứng suất chảy của cọc thép

Các giá trị đặc trưng ứng suất chảy của cọc thép phải được xác định theo các TCVN liên quan.

Bảng C.12 cho thấy các giá trị đặc trưng ứng suất chảy của cọc thép quy định trong TVCN 9245: 2012.

Bảng C.12  Giá trị đặc trưng ứng suất chảy của cọc thép (N/mm^2)

Loại thép

TVCN 9245: 2012

Loại ứng suất

SPP345

SPP400

...

...

...

Ứng suất kéo dọc trục *

205

235

315

Ứng suất kéo uốn *

205

235

315

Ứng suất nén uốn **

...

...

...

235

315

Ứng suất cắt **

118

136

182

* Diện tích mặt cắt không bao gồm mất một phần diện tích như lỗ bu lông;

** Diện tích mặt cắt bao gồm mất một phần diện tích như lỗ bu lông.

4) Cọc bê tông đúc sẵn sử dụng quy trình đúc ly tâm

...

...

...

- Cọc RC đúc sẵn: Cọc bê tông cốt thép đúc sẵn với các thanh thép.

- Cọc PC đúc sẵn: Cọc bê tông đúc sẵn ứng lực trước với vật liệu thép PC, cho phép tăng cường khả năng chịu lực kéo và mô men uốn trên cọc.

- Cọc đúc sẵn PHC: Cọc bê tông đúc sẵn ứng lực trước với vật liệu thép PC và bê tông cường độ cao (cường độ tiêu chuẩn trên 80 N/mm^2).

Cường độ thiết kế tiêu chuẩn (giá trị đặc trưng) của các cọc bê tông này phải được xác định theo các TCVN liên quan. Đối với cọc RC, có thể tham khảo TCVN 5574: 2012 và JIS A 5372. Đối với cọc PC và cọc PHC, có thể tham khảo TCVN 7888: 2014.

5) Độ dự trữ an toàn trong kiểm tra ứng suất của cọc (thép, bê tông) phải phù hợp với các tiêu chuẩn thiết kế kết cấu cụ thể khác.

C.5  Thiết kế chi tiết

C.5.1  Kiểm tra tải trọng khi thi công

1) Trong thiết kế cọc, kiến nghị kiểm tra không chỉ tải trọng tác động sau khi đã hoàn thành việc xây dựng mà còn cả tải trọng khi đang vận chuyển, định vị và đóng cọc.

2) Các công thức đóng cọc, được thiết kế để tính toán sức chịu tải cực hạn tĩnh của cọc từ sức kháng xuyên động, rất khó sử dụng cho tốt. Mặc dù việc đánh giá sức chịu tải sử dụng các công thức đóng cọc có ưu điểm là rất đơn giản, nhưng vấn đề lại nằm ở độ chính xác của chúng. Trong Hình C.23 của Sawaguchi, sức chịu tải cực hạn từ công thức đóng cọc đối với cọc thép được so sánh với kết quả của thí nghiệm thử tải. Theo tỷ lệ phần trăm giữa hai cách xác định này, con số này cho thấy sự phân tán và sự không thống nhất đáng kể giữa hai giá trị. Đối với đất sét (hạt mịn), đất bị xáo trộn khi đóng cọc và ma sát thành bên tạm thời giảm xuống. Do vậy, sức chịu tải cực hạn không thể tính bằng công thức đóng cọc được. Đối với đất cát (hạt thô), thì trong lúc đó, người ta nói công thức cho cọc đóng lại không chính xác khi tính sức chịu tải cực hạn của cọc ma sát. Giới hạn về khả năng ứng dụng của công thức cho cọc đóng được đề cập trong tham khảo.

...

...

...

Hình C.23 - Sự phân bố các kết quả của các công thức đóng cọc và thí nghiệm tải trọng

(a) Công thức Hiley

Công thức Hiley là công thức đóng cọc phổ biến nhất và được thể hiện bằng công thức (C.43).

Trong đó:

R_du: Sức kháng cực hạn của cọc đóng; tức là sức chịu tải động cực hạn (kN);

...

...

...

W_P: Trọng lượng của cọc (bao gồm cả phần gắn trên đầu cọc) (kN);

F: Năng lượng va chạm (kJ);

e_f: Năng lực của búa, thay đổi từ 0,6 đến 1,0, phụ thuộc vào loại búa;

e: Hệ số độ chối (e = 1 nếu đàn hồi hoàn toàn, và e = 2 nếu hoàn toàn không đàn hồi);

S: Chiều dài chôn cọc cuối cùng (m);

C₁: Biến dạng đàn hồi của cọc (m);

C₂: Biến dạng đàn hồi của nền (m);

C₃: Biến dạng đàn hồi của đệm đầu cọc (m).

Hầu hết các công thức đóng cọc đều nhận được bằng cách thay C₁, C₂, C₃, e_f, e... trong biểu thức (C.44) bằng các giá trị thích hợp. Biểu thức (C.45) được coi là tương đối phù hợp với cọc thép. Giả định sự va đập giữa búa và cọc là đàn hồi, có nghĩa là, e = 1, chúng ta rút ra được biểu thức sau:

...

...

...

(C.45)

Các số hạng C₁ +C₂ +C₃ trong biểu thức trên là tổng biến dạng của nền, cọc và đệm đầu cọc. Trong đó, C₁ + C₂ là độ chối K đo được tại đầu cọc trong các thí nghiệm đóng cọc (xem Hình C.23). Với cọc thép, biến dạng đàn hồi C₁ lớn hơn hẳn trong khi C₃ thì thường là nhỏ hơn. Do đó, nếu bỏ qua C₃, thì biểu thức có thể được lấy:

(C.46)

vì vậy,

(C.47)

Trong đó:

R_du: Sức chịu tải động cực hạn của cọc (kN);

...

...

...

S: Chiều dài xuyên của cọc (m);

búa thả rơi: xuyên trung bình của một nhát búa trong 5÷10 lần đập cuối cùng (m);

các búa khác: độ xuyên trung bình của một nhát búa trong 10÷20 lần đập cuối cùng (m);

K: Độ chối (m);

F: Năng lượng va đập của búa (kN.m);

Búa thả và Búa hơi đơn động: F = W_HH;

Búa hơi song động : F = (ap+W_H)H;

Búa diezen: F = 2W_HH;

H: Chiều cao rơi búa (m);

...

...

...

a: Diện tích tiết diện ngang của xy lanh (m^2);

p: áp suất hơi nước, áp suất khí (kN/m^2).

Sức chịu tải thiết kế R_da thu được bằng cách chia R_du cho hệ số điều chỉnh bằng 3. Do đó:

(C.48)

(b) Phương pháp thí nghiệm hiện trường được tuân theo điều 8 của TCVN 10317:2014.

C.5.2  Thiết kế mối nối giữa cọc và kết cấu

Mối nối giữa cọc và kết cấu sẽ được thiết kế nhằm đảm bảo sự an toàn đối với ứng suất xuất hiện trong chúng.

Không dễ quyết định xem đầu nối giữa đầu cọc và kết cấu nên được thiết kế là mối nối cứng hay mối nối khớp, bởi vì mỗi loại mối nối đều có ưu điểm và nhược điểm của nó. Trong thiết kế hiện nay, việc đánh giá nên dựa trên sự hiểu biết chắc chắn về đặc điểm của mỗi loại, được liệt kê dưới đây:

...

...

...

2) Khi chịu tải trọng ngang, sự chuyển vị ngang của đầu cọc có mối nối cứng thì nhỏ hơn nhiều so với đầu cọc có mối nối khớp.

3) Khi cọc có mối nối cứng chịu tải trọng ngang thì mô men ngàm xuất hiện ở đầu cọc.

4) Trong trường hợp mối nối cứng, mô men ở đầu cọc thay đổi do sự quay của kết cấu.

5) Trong các phân tích động lực học của mối nối, việc phân tích mối nối khớp đơn giản và rõ ràng hơn mối nối cứng. Nhưng trong xây dựng thông thường thì khó mà sử dụng cấu trúc khớp cho tất cả mối nối giữa đầu cọc và kết cấu.

C.5.3  Mối nối cọc

1) Mối nối của cọc cần đảm bảo an toàn chịu được tải trọng sau khi hoàn thành cũng như trong thi công.

2) Mối nối phải được bố trí tại vị trí mà có dự trữ thích hợp trong cường độ mặt cắt ngang và gần như không bị ăn mòn.

3) Tùy thuộc vào vị trí của mối nối, lực tác động lên mối nối sau khi hoàn thành công trình đôi khi nhỏ hơn nhiều tổng cường độ của cọc. Tuy nhiên, nên xem xét để đảm bảo an toàn cho mối nối chịu được ứng suất đóng cọc khi thi công, tải trọng tăng lên trong tương lai, và ứng suất không lường trước được xuất hiện trong mặt cắt ngang của mối nối.

C.5.4  Thay đổi độ dày thành ống hoặc vật liệu của cọc ống thép

...

...

...

2) Lực cắt ngang của cọc ống thép thay đổi theo độ sâu, thường là giảm khi độ sâu xuyên của cọc lớn. Do vậy, độ dày thành ống hoặc vật liệu của cọc ống thép đôi khi được thay đổi theo quan điểm kinh tế.

3) Khi thay đổi độ dày thành ống hoặc vật liệu của cọc ống thép, vị trí thay đổi nên ở độ sâu nơi mà lực cắt ngang xuất hiện trong cọc không tăng lên. Ở đây cũng yêu cầu thận trọng vì một thay đổi như vậy sẽ không được phép nếu có lực ma sát âm của thành bên lớn tác động.

4) Mối nối cọc có độ dày và vật liệu khác nhau nên được hàn vòng tại công xưởng. Hình dạng của mặt cắt được hàn nên theo tiêu chuẩn TCVN 9245: 2012.

C.5.5  Những điểm cần chú ý khác trong thiết kế

1) Cọc thép

(1) Độ uốn dọc hướng tâm của cọc ống thép

Khi sử dụng các cọc có mũi kín và cọc có mũi hở mà từ đó đất loại bỏ được để đổ bê tông vào, nếu chiều dày thành cọc rất nhỏ so với đường kính cọc hoặc chiều sâu chôn cọc cực lớn thì có nguy cơ uốn dọc theo hướng tâm do áp lực đất và áp lực nước tác dụng lên mặt cọc. Vì vậy, cần phải chú ý.

Áp lực ngoài gây ra hiện tượng uốn dọc khi cọc ống thép chịu áp lực ngoài đồng đều có thể được thể hiện tổng quát trong biểu thức (C.49).

...

...

...

Trong đó:

p_k: áp lực ngoài gây ra hiện tượng uốn dọc (kN/m^2);

E: mô đun đàn hồi của thép (kN/m^2) E = 2,1 x 10^8 kN/m^2;

V: hệ số Poisslon của thép v = 0,3;

t: chiều dày thành của ống (mm);

r: bán kính của ống (mm).

(2) Độ uốn dọc trục cọc ống thép

Trong các cọc ống thép có chiều dày thành nhỏ so với đường kính cọc cũng như trong các cọc có đường kính lớn sẽ có nguy cơ xảy ra hiện tượng uốn dọc cục bộ do tải trọng dọc trục.

Sẽ không có nguy cơ xảy ra hiện tượng uốn dọc trong quá trình đóng cọc nếu ứng suất va đập nhỏ hơn ứng suất chảy của cọc thép. Kishida và Takano đã đề xuất biểu thức (C.50) để chỉ ra ảnh hưởng của chiều dày của thành cọc đối với ứng suất chảy.

...

...

...

(C.50)

Trong đó:

σ_py: ứng suất chảy của cừ cọc thép xét đến ảnh hưởng của chiều dày thành cọc (kN/m^2)

σ_y: ứng suất chảy của cọc thép chống lại tĩnh tải (kN/m^2)

t: Độ dày thành ống của cọc ống (mm)

r: Bán kính của cọc ống (mm).

Phụ lục D

(Tham khảo)

...

...

...

D.1  Quy định chung

1) Việc xem xét thiết kế cọc trong các loại đá yếu khác nhau rất nhiều giữa các cọc thay thế (khoan nhồi và CFA) và các cọc chiếm chỗ (đóng hay khoan). Điều này chủ yếu là vì công nghệ thi công cọc thay thế có thể thi công các hốc lớn trong đá, đặc biệt là khi sử dụng các giàn khoan cọc hiện đại có mô-men xoắn cao, trong khi công nghệ thi công cọc chiếm chỗ thường phải dừng ở bề mặt của tầng đá yếu hoặc xâm nhập rất ngắn vào trong nền đá.

2) Nói chung, các lớp đá cứng nằm dưới một vị trí xây dựng sẽ không đòi hỏi các cọc chịu lực phải xuyên qua chúng với bất-kỳ-khoảng cách đáng kể nào.

3) Tất nhiên, đôi khi có những ngoại lệ đối với quy tắc chung này, ví dụ, nơi các đường hầm cho đường sắt liền kề được yêu cầu phải cách ly khỏi tải trọng cọc chịu lực với lớp lót trượt.

D.2  Sức chịu tải thân cọc, tức là các hốc trong đá (thường chỉ áp dụng cho cọc thay thế)

1 ) Truyền tải trọng cọc bằng cách truyền lực cắt dọc theo giao diện thân cọc - đến đá tương đối phức tạp và phụ thuộc vào một số yếu tố bao gồm:

- Cường độ đá;

- Độ nhám của hốc trong đá;

- Độ dính bám đá - bê tông;

...

...

...

- Suy thoái tiềm năng (nhiễm bẩn/mài nhẵn) hốc trong đá do quá trình khoan/đào.

2) Cọc đóng thường sẽ không xâm nhập với các khoảng cách đáng kể vào đá có cường độ vừa phải. Đối với cọc đóng trong đá yếu đến cứng vừa phải, ma sát thành bên có thể được tính từ phương trình:

q_s = 0,5 K_s σ'_vo tan δ                                         (D.1)

Trong đó:

q_s: ma sát thành bên của cọc;

K_s: hệ số áp lực đất;

σ'_vo: áp lực bên trên có hiệu;

δ: góc ma sát giữa đá và thân cọc (góc ma sát ngoài).

3) Nói chung, việc đóng cọc vào đá bùn sẽ tạo ra một lớp “vỏ” vật liệu được làm lại xung quanh thân cọc, và ma sát thân cọc được huy động sẽ chỉ là một phần nhỏ trong số đã được huy động xung quanh các cọc khoan nhồi (thay thế).

...

...

...

5) Đối với cọc khoan nhồi (cọc thay thế), một số tương quan giữa cường độ nén không nở hông của đá và ma sát thành bên hốc trong đá đã được đề xuất. Các mối tương quan phổ biến nhất là những mối tương quan được đề xuất bởi Horvath (1978), Rosenberg và Journeaux (1976), Williams và Pells (1981) và Rowe và Armitage (1987). Whitworth và Turner (1989) đã tổng hợp các biểu thức được đề xuất khác nhau để tính ma sát thân đơn vị cực hạn (xem Bảng D.1):

Bảng D.1 - Tương quan điển hình giữa q_uc và ma sát thân cực hạn

Phương pháp thiết kế cọc

Ma sát thân đơn vị cực hạn q_s (kN/m^2)

Horvath (1978)

0,33.(q_uc)^0,^5

Horvath và Kenney (1979)

0,20-0,25.(q_uc)^0,5

Meigh và Wolski (1979)

...

...

...

Rowe và Armitage (1987)

0,45.(q_uc)^0,5

Rosenberg và Journeaux (1976)

0,375.(q_uc)^0,515

Williams và Pells (1981)

α.β.(q_uc)

Trong đó:

q_uc: cường độ chịu nén có nở hông;

α: hệ số giảm (độ bám dính) liên quan đến cường độ chịu nén có nở hông;

...

...

...

6) Rõ ràng, các mối tương quan ở trên có thể mang lại một phạm vi rộng các giá trị cho ma sát thân cực hạn. Một số khác biệt này có thể là do các phương pháp thi công được áp dụng cho các cọc thử nghiệm, các phương pháp phân tích ngược khác nhau để rút ra mối tương quan, hoặc sự khác biệt của vật liệu đá và/hoặc khối đá trong đó các cọc thử được phân tích ngược đã được xây dựng. Một cách tiếp cận phổ biến là lấy giá trị trung bình từ mỗi tương quan để đạt được vị trí bắt đầu về giá trị thiết kế và sử dụng thông tin bổ sung từ thử nghiệm cọc lịch sử trong một vùng địa lý hoặc hình thành đá cho các cọc được xây dựng tương tự đối với những cọc đang xem xét.

7) Cần lưu ý rằng cần phải cẩn thận khi tính toán các giá trị thiết kế cho ma sát hốc trong đá cho đá bùn.

8) Kinh nghiệm đã chỉ ra rằng các giá trị tính toán cho ma sát thân đơn vị dựa trên cường độ đá bùn hiếm khi đạt được trong thực tế, phần lớn là do hiệu ứng làm mềm/mài nhẵn trong quá trình thi công hốc trong đá.

D.3  Sức chịu tải mũi cọc (áp dụng cho cả cọc chiếm chỗ và thay thế)

1 ) Khi các cọc được đóng đến khi dừng thực tế trên đá cứng, yếu tố hạn chế về sức chịu tải của cọc thường là ứng suất trực tiếp lớn nhất cho phép trên mặt cắt ngang của cọc, thường được lấy là 0,25 x f_cu. Cần cẩn thận khi đóng cọc bê tông đúc sẵn để đảm bảo rằng cọc không bị đóng quá tải, vì điều này có thể dẫn đến hư hỏng tiết diện cọc.

2) Khi đóng cọc thép, cần chú ý không làm quá tải cọc, vì điều này có thể gây vỡ tầng chịu lực, dẫn đến giảm sức chịu tải của cọc. Cũng cần chú ý để đảm bảo rằng các giả thiết thiết kế liên quan đến vật liệu đá (ví dụ: cường độ) là tương thích với khối đá (ví dụ: lấp khe nối, hướng khe nối, khe hở, đặc tính dung dịch, tầng yếu hơn bên dưới).

3) Cọc khoan nhồi cũng có thể được xây dựng để dừng thực tế trên đá cứng. Định nghĩa việc dừng thực tế nên được thỏa thuận trước với kỹ sư khi dự đoán điều này sẽ xảy ra. Trong một số trường hợp nhất định, định nghĩa dừng thực tế có thể là điều kiện phù hợp để thực hiện các thử nghiệm duy trì tải trọng thỏa đáng.

4) Đối với cả cọc đóng và cọc khoan nhồi được xây dựng trong đá, sức chịu tải mũi cọc đơn vị cực hạn thường được lấy làm giá trị UCS thiết kế cho tầng đá, tức là sức chịu tải đơn vị cho phép q_{b all} = UCS/FoS. Hệ số an toàn thường có giá trị khá cao, điển hình là 2,0 ÷ 2,5, sẽ đảm bảo rằng đá có ở chân cọc sẽ không bị vượt quá ứng suất, ngay cả đối với các cọc chống là chủ yếu, hơn nữa chịu sự tương thích giữa vật liệu đá và khối đá.

5) Khi cọc có phần đáng kể trong sức chịu tải của chúng do ma sát thân, thì có thể ít quan tâm hơn đến việc xem xét thành phần chịu lực mũi cọc về ứng xử lún của cọc, đặc biệt là nếu cọc có hệ số an toàn chỉ riêng sức chịu tải thân đã từ 1,5 trở lên.

...

...

...

7) Nền đá dốc có thể gây ra rủi ro đặc biệt cho việc thi công cọc. Các cọc đóng và khoan có thể bị khuyết tật do bề mặt đá dốc đứng. Cọc đóng có thể được thi công đến tiêu chí dừng do khi chịu tải gây mất ổn định của khối đá nghiêng do trượt xuống của các khối đá. Các mỏ đá được tái sử dụng có thể gây ra rủi ro đặc biệt cho việc đóng cọc: vị trí của tường cao là rất quan trọng trong việc đánh giá chiều dài cọc cần thiết và sự phù hợp của các kỹ thuật xây dựng cụ thể. Có thể hoặc không thể thực hiện được việc thi công các cọc trong khu vực có các tường cao.

8) Khi thi công cọc khoan nhồi trong đá, cần chú ý để đảm bảo rằng đáy của cọc được làm sạch hoàn toàn, để có thể đạt được sức chịu tải mũi cọc thiết kế mà không ảnh hưởng xấu đến ứng xử lý tải trọng - độ lún. Điều này chỉ có thể đạt được một cách thực tế khi các kỹ thuật khoan cọc có đường kính lớn được áp dụng, tạo điều kiện thuận lợi cho việc sử dụng gầu làm sạch. Thông thường, cọc khoan nhồi đường kính lớn dao động từ 600 mm đến 3 m đường kính.

Phụ lục E

(Tham khảo)

Các phương pháp xác định sức chịu tải ngang của cọc

E.1  Phương pháp Broms

E.1.1  Sức chịu tải ngang của cọc đơn

E.1.1.1  Quy định chung

...

...

...

2) Thường sức kháng ngang cực hạn, hoặc sức chịu tải ngang không là yếu tố chi phối trong thiết kế; tuy nhiên, điều quan trọng là phải xem xét sức chịu tải ngang cực hạn của cọc và sức kháng ngang cực hạn của đất, vì chúng cũng là các thành phần quan trọng của phân tích phi tuyến của phản ứng ngang. Việc tính toán sức chịu tải cực hạn của cọc khi chịu tải trọng ngang yêu cầu về đặc điểm phân bố áp lực đất - cọc thành bên cực hạn theo chiều sâu, cường độ kết cấu của cọc khi uốn và kiểu phá hoại đã quy định của hệ thống đất - cọc.

3) Vấn đề này đã được một số tác giả xử lý (Reese và các cộng sự, 1974; Meyerhof 1995). Tuy nhiên, công trình có tính cổ điển trong lĩnh vực này đã được xuất bản bởi Broms (1964a, 1964b), và cách tiếp cận của ông tiếp tục được áp dụng rộng rãi trong thực tế.

4) Chúng ta hãy xét một cọc trong một đất đồng nhất; ứng suất ngang tại giao diện đất - cọc ban đầu có phân bố đối xứng trục và do đó tổng hợp lực bằng không (Hình E.1). Nếu chúng ta hình dung rằng cọc trải qua một sự dịch chuyển ngang δ trong đất, thì ứng suất giao diện thay đổi như trong Hình E.1, và hình thành ứng suất cắt bổ sung cho ứng suất pháp, và tổng hợp p của nó là một lực trên một đơn vị chiều dài của cọc, có hướng của dịch chuyển tương đối cọc - đất và có dấu ngược lại.

Hình E.1 - Tương tác đất cọc

5) Broms giả định mối quan hệ của p-δ là dẻo cứng hoàn toàn; nói cách khác, sức kháng cực hạn của đất được huy động hoàn toàn với bất kỳ giá trị nào của dịch chuyển δ và giữ không đổi khi dịch chuyển tăng (Hình E.2a). Broms cũng giả định rằng p độc lập với hình dạng của mặt cắt cọc, nhưng chỉ phụ thuộc vào chiều rộng của nó (đường kính của mặt cắt hình tròn, chiều rộng theo hướng vuông góc đối với chuyển động cho bất kỳ hình dạng nào khác). Ứng xử kết cấu mặt cắt cọc cũng được giả định là dẻo cứng hoàn toàn, theo nghĩa là độ xoay đàn hồi có thể bỏ qua cho đến khi mômen uốn đạt giá trị chảy M_y ở một độ sâu nhất định. Ở giai đoạn này, một khớp dẻo phát triển, và độ xoay diễn ra vô định dưới một moment không đổi M_y (Hình E.2b).

Hình E.2 - Ứng xử dẻo cứng hoàn toàn của (a) đất và (b) cọc

6) Khi xét với một dịch chuyển ngang của cọc, mặt cắt ngang sức kháng đất cực hạn được Broms áp dụng được mô tả trong Hình E.3. Đối với phân tích không thoát nước trong đất sét (hạt mịn) theo ứng suất tổng (đất “dính” đồng nhất được đặc trưng bởi một cường độ không thoát nước c_u), p = 2c_ud tại bề mặt, nơi đất có thể dâng lên bề mặt tự do. Từ độ sâu z = 3d trở xuống, đất buộc phải đi theo chiều ngang, và sức kháng cực hạn là p = 8 - 12c_ud (Hình E.3a). Để phân tích dễ dàng hơn, Broms đề nghị chấp nhận phân bố đơn giản như trong Hình E.3b.

...

...

...

p = 3k_pγdz (H.1)

Trong đó:

k_p: hệ số áp lực bị động Rankine;

γ: trọng lượng đơn vị của đất;

7) Barton (1984), Fleming và cộng sự. (1985), Kulhawy và Chen (1993), Russo và Viggiani (2008) cho rằng sức kháng cực hạn của Broms đối với đất sét (hạt mịn) là hơi bảo thủ, trong khi đối với đất hạt thô thường thấp hơn giá trị quan sát được một lượng đáng kể. Barton (1984) đề xuất sử dụng quan hệ sau thay cho biểu thức E.1:

p = k^2_pγdz

(E.2)

8) Đối với đất tương đối lỏng (φ ≤ 32°), hai quan hệ cho kết quả rất giống nhau; đối với đất chặt hơn, đề xuất Barton cho các giá trị của sức kháng ngang của đất cao hơn đáng kể so với của Broms. Trong phát triển sau đây, biểu thức Barton (Hình E.3c) sẽ được sử dụng.

...

...

...

(a) thực nghiệm đất hạt mịn; (b) đất hạt mịn đơn giản hóa; (c) đất hạt thô

E.1.1.2  Cọc đầu tự do, đất hạt mịn

Chúng ta hãy xem xét một cọc trong một đất hạt mịn đồng nhất, với đầu tự do xoay và chịu một lực ngang H và một moment He. Phá hoại có thể xảy ra theo một trong hai cơ chế được báo cáo trong Hình E.4. Trong hình E.4a (được gọi là cơ chế “cọc ngắn”), moment uốn lớn nhất trong cọc M_max nhỏ hơn mô men chảy M_y của mặt cắt cọc và do đó xảy ra một góc xoay cứng của cọc; giá trị cực hạn của lực ngang đặt vào H_lim (sức chịu tải ngang) chỉ phụ thuộc vào hình dạng của cọc (các giá trị của L, d, e) và vào cường độ không thoát nước của đất.

Khi mômen uốn lớn nhất trong cọc vượt quá giá trị chảy M_y, ngược lại, cơ chế phá hoại như thể hiện trong Hình E.4b (“cọc dài”). Một khớp dẻo được hình thành và sức chịu tải ngang sẽ phụ thuộc vào M_y, bên cạnh hình học và cường độ đất.

Hình E.4 - Các cơ chế phá hoại đối với các cọc đầu tự do trong đất hạt mịn:

(a) cọc “ngắn”; (b) cọc “dài”

Trong trường hợp cọc ngắn, tại độ sâu z = (1,5d + f) mô men lớn nhất do đó lực cắt bằng không. Cân bằng theo phương ngang của cọc bên trên mặt cắt này đòi hỏi:

...

...

...

Trong đó:

H_lim: giá trị cực hạn của lực ngang;

c_u: cường độ không thoát nước của đất;

d: chiều rộng của cọc;

Cân bằng của toàn cọc quanh điểm mô men lớn nhất cho:

(E.4)

Khi xét đến L = 1,5d + f + g, các biểu thức E.3 và E.4 cho phép xác định H_lim mà có thể biểu diễn dưới dạng không thứ nguyên:

...

...

...

Biểu thức E.5 được thể hiện trong Hình E.5.

Hình E.5 - Sức chịu tải ngang đối với các cọc ngắn trong đất hạt mịn

Để cơ chế cọc ngắn có giá trị cần kiểm tra rằng M_max ≤ M_y. Biểu diễn không thứ nguyên của M_max là:

(E.6)

Thay vào trong biểu thức E.6 giá trị của H_lim/c_ud^2 đã cho bởi biểu thức E.5, các giá trị của M_max/c_ud^3 biểu thị trong Hình E.6 đã nhận được như một hàm số của L/d và e/d.

Hình E.6 - Moment uốn lớn nhất cho các cọc ngắn trong đất hạt mịn

...

...

...

M_y = H_lim (e + 1,5d + 0,5f)

(E.7)

Phối hợp các biểu thức E.3 và E.7 nhận được:

(E.8)

Biểu thức E.8 được trình bày trong Hình E.7. Sức chịu tải ngang của cọc dài phụ thuộc vào c_u, d, e và M_y nhưng độc lập với L. Kết quả nghịch lý rõ ràng này có thể được giải thích bởi thực tế là cọc phải đủ dài để thiết lập cơ chế của một cọc dài. Bất kỳ sự gia tăng nào nữa của chiều dài cọc trên giá trị đó không ảnh hưởng đến khả năng chịu lực ngang. Chiều dài tối thiểu cần thiết cho một cơ chế cọc dài có thể nhận được khi đưa vào biểu đồ trong Hình E.6 với giá trị của M_y/c_ud^3.

Hình E.7 - Sức chịu tải ngang của các cọc dài trong đất hạt mịn

Cho trước một cọc nhất định (I, d, e, M_y) và một loại đất nhất định (c_u), giá trị thực sự của sức chịu tải ngang sẽ là giá trị nhỏ hơn trong hai giá trị đã cho bởi các biểu thức E.5 và E.8.

...

...

...

Trong thực tế, trường hợp đầu tự do không thường xuyên, đầu cọc thường được liên kết với mũ và cấu trúc thượng tầng gây cản trở hoàn toàn hoặc xoay một phần trong khi cho phép dịch chuyển ngang. Chúng ta sẽ kiểm tra trường hợp của một cọc được liên kết ở mặt đất (e = 0) đến một kết cấu có khả năng ngăn chặn bất kỳ sự xoay nào. Do đó, các kết quả sẽ được trình bày phụ thuộc vào giả thuyết này, dù sao đi nữa, thường là một mô hình thỏa mãn tình hình thực tế. Các cơ chế phá hoại có thể xảy ra trong trường hợp này là ba Hình E.8: cọc “ngắn”, “trung gian”, và “dài”. Đối với cọc ngắn (Hình E.8a), cân bằng ngang đòi hỏi rằng:

H_lim = 9c_ud(L - 1,5d)

Và do đó:

Biểu thức này được trình bày trong Hình E.5, cùng với các đường cong tham chiếu đến các cọc đầu tự do. H_lim chỉ phụ thuộc vào L, d và c_u. Cần phải kiểm tra xem M_max ≤ M_y. Theo mục đích đó cần đánh giá:

M_max = H_lim (0,5L + 0,75)

Thay giá trị của H_lim cho bởi biểu thức E.9 vào biểu thức trên sẽ nhận được:

(E.9)

...

...

...

Đối với cọc trung gian Hình E.8b, một khớp dẻo phát triển tại liên kết giữa cọc và mũ. Cân bằng ngang của cọc phía trên mặt cắt của moment lớn nhất một lần nữa được biểu thị bằng biểu thức E.3. Cân bằng xoay xung quanh khớp dẻo này cho:

(E.10)

Hình E.8 - Các cơ chế phá hoại đối với các cọc đầu cố định trong đất hạt mịn:

(a) cọc “ngắn”; (b) cọc “trung gian”; (c) cọc “dài”

Khi phối hợp các biểu thức E.3 và E.10 nhận được:

...

...

...

Biểu thức này được trình bày trong Hình E.9. Sức chịu tải ngang này là hàm của L, d, c_u và M_y. Các đường cong khác nhau, mỗi đường tham chiếu đến một giá trị của M_y/c_ud^3, được ràng buộc bởi biểu thức phía bên trái, có giá trị đối với các cọc ngắn. Về phía phải, các đường cong này có giá trị cho đến khi đạt được một chiều dài xuất hiện khớp dẻo thứ hai.

Hình E.9 - Sức chịu tải ngang đối với các cọc đầu cố định trung gian trong đất hạt mịn

Đối với cọc dài (Hình E.8c), cân bằng ngang của cọc giữa hai khớp dẻo đã cho:

H_lim (1,5d + 0,5f) = 2M_y

Thay vào trong biểu thức E.3, nhận được:

Cuối cùng là:

...

...

...

Biểu thức này đưa ra giới hạn trên của các đường cong trong Hình E.9; cho các giá trị L/d cao hơn, chúng trở nên nằm ngang do sức chịu tải ngang của cọc dài không phụ thuộc vào L. Biểu thức E.12 được vẽ trong Hình E.7, cùng với các đường cong tương tự tham chiếu đến các cọc có đầu tự do.

Đối với mỗi giá trị của M_y/c_ud^3 Hình E.9 cho phép nhận ra các phạm vi của L cho cọc ngắn, trung bình và dài tương ứng.

E.1.1.4  Cọc đầu tự do, đất hạt thô

Hình E.10 cho biết các cơ chế phá hoại khả dĩ đối với các cọc đầu tự do trong đất hạt thô; trong trường hợp này cũng có thể xảy ra cơ chế cọc ngắn và cọc dài.

Đối với cọc ngắn, tâm quay rất gần với mũi cọc. Để đơn giản hóa việc phân tích và không có sai số đáng kể, Broms đề nghị giả định rằng việc xoay xảy ra xung quanh mũi cọc; phản ứng đất cực hạn bên dưới tâm quay được coi là một lực tập trung F (Hình E.10a).

Hình E.10 - Cơ chế phá hoại của cọc đầu tự do trong đất hạt thô: (a) cọc “ngắn”; (b) cọc “dài”

Cân bằng xoay quay quanh mũi cọc đòi hỏi:

...

...

...

(E.13)

Biểu thức E.13 được thể hiện trong Hình E.11; do đối với đất hạt mịn, H_lim là một hàm của cường độ chịu cắt của đất (γ, k_p) và hình học của cọc (L, d, e). Còn cần kiểm tra xem M_max ≤ M_y. Với mục tiêu này có thể lưu ý rằng lực cắt T dọc theo thân cọc có thể biểu diễn:

Chiều sâu moment lớn nhất f là giá trị tại đó T = 0; được biểu diễn như:

(E.14)

Moment lớn nhất có thể biểu diễn:

...

...

...

Thay các biểu thức E.13 và E.14 cuối cùng sẽ nhận được:

(E.16)

Hình E.11 - Sức chịu tải ngang của các cọc ngắn trong đất hạt thô

Hình E.12 - Moment uốn lớn nhất đối với các cọc ngắn trong đất hạt thô

Biểu thức E.16 được vẽ trong Hình E.12. Nếu M_max ≤ M_y, cọc đang được kiểm tra thường thực sự ngắn và sức chịu tải ngang đã cho bởi biểu thức E.13. Nếu ngược lại, M_max > M_y, cọc thực tế là một cọc dài. Trong trường hợp này, lấy M_max bằng với M_y nhận được theo các biểu thức E.14 và E.15:

...

...

...

(E.17)

Biểu thức này đưa ra biểu đồ của Hình E.13. Như trong đất hạt mịn, H_lim không phụ thuộc vào chiều dài L của cọc, với điều kiện là chiều dài không nhỏ hơn mức cần đối với cơ chế cọc dài. Độ dài tối thiểu cho một cơ chế cọc dài có thể được đưa vào biểu đồ trong Hình E.12 với giá trị của M_y/ k^2_pγd^4. Một lần nữa, với một cọc nhất định (l, d, e, M_y) và một loại đất nhất định (γ, k_p), giá trị thực tế của sức chịu tải ngang sẽ nhỏ hơn các giá trị được đưa ra bởi các phương trình E.13 và E.17.

Hình E.13 - Sức chịu tải ngang đối với cọc dài trong đất hạt thô

E.1.1.5  Cọc đầu cố định, đất hạt thô

Các cơ chế phá hoại khả dĩ và sự phân bố tương ứng của phản lực đất được xem trong Hình E.14.

Hình E.14 - Các cơ chế phá hoại đối với cọc đầu cố định trong đất hạt thô:

(a) cọc “ngắn”; (b) cọc “trung bình”; (c) cọc “dài”

...

...

...

Và do đó:

(E.18)

Biểu thức E.18 được vẽ trong Hình E.11, cùng với các đường cong tương ứng của cọc ngắn có đầu tự do. H_lim chỉ phụ thuộc vào sức kháng của đất (γ, k_p) và hình học cọc (d, L); tuy nhiên, như thường lệ, cần phải kiểm tra M_max ≤ M_y. Với mục đích này, nó có thể được hiển thị như:

Và do đó:

(E.19)

...

...

...

Đối với cọc trung bình (Hình E.14b), một khớp dẻo phát triển tại vị trí liên kết giữa cọc và đài. Cân bằng xoay quay quanh mũi cọc đòi hỏi:

Và do đó:

(E.20)

Sức chịu tải ngang là một hàm của L, d, γ, k_p và M_y. Biểu thức E.20 được vẽ trong Hình E.15, hoàn toàn tương ứng với Hình E.9; đồ thị trong Hình E.15 cho phép đánh giá ngay các phạm vi L/d tương ứng với các cọc ngắn, trung gian hoặc dài.

Đối với cọc dài, cân bằng xoay của cọc giữa hai khớp dẻo yêu cầu:

(E.20)

...

...

...

(E.21)

Biểu thức E.21 được vẽ trong Hình E.13 cùng với các đường cong tương tự của cọc dài đầu tự do. Sức chịu tải ngang là một hàm của, k_p và d trong khi độc lập với L. Đối với các cọc dài L không xuất hiện rõ ràng, nhưng nó phải có giá trị tối thiểu trình bày trong Hình E.15 là giới hạn trên của các cọc trung gian.

Hình E.15 - Sức chịu tải ngang đối với các cọc trung gian đầu cố định trong đất hạt thô

E.1.1.6  Khác

Các lời giải được cung cấp ở dạng giải tích đóng và được biểu thị trong các biểu đồ của các mục trước chỉ có giá trị đối với các trường hợp đơn giản của đất hạt mịn đồng nhất với lực dính không đổi theo độ sâu, hoặc đất hạt thô đồng nhất hoặc khô hoặc với mực nước ngầm tại mặt đất; cọc phải được tự do hoặc hạn chế xoay hoàn toàn ở đầu. Tuy nhiên, lý thuyết Broms, có thể được áp dụng cho các mặt cắt đất nền và điều kiện biên khác nhau, với chi phí để tìm một giải pháp trong từng trường hợp cụ thể.

Một số ví dụ về các vấn đề như vậy được trình bày trong Hình E.16.

...

...

...

E.1.2  Sức chịu tải của nhóm cọc

1) Sức chịu tải ngang của một nhóm cọc thường nhỏ hơn tổng của các sức chịu tải của các cọc đơn; sử dụng thuật ngữ đã được giới thiệu đối với tải trọng đứng, hiệu quả của một nhóm cọc liên quan đến các tải trọng ngang nhỏ hơn đơn vị.

2) Bằng chứng thực nghiệm có sẵn được giới hạn trong các nhóm cọc nhỏ hoặc thử nghiệm trong phòng trên các mô hình tỷ lệ nhỏ ở trọng lực tự nhiên hoặc trong máy ly tâm. Trên cơ sở này, cho thấy rằng, khi khoảng cách các cọc không nhỏ hơn sáu lần đường kính theo hướng tải trọng ngang và bốn lần đường kính theo hướng trực giao, tính hiệu quả có xu hướng thống nhất bất kể loại đất. Đối với các giá trị khoảng cách thường sử dụng, (2,5 đến 3 lần đường kính), hiệu quả có thể được giả định một cách bảo thủ theo mức 0,5. Đối với khoảng cách giữa 2,5 và 6 (hoặc 4), nội suy tuyến tính được đề xuất.

3) Từ quan điểm của sức chịu tải, một bố trí với các cọc được đặt vuông góc với hướng của tải trọng ngang sẽ được, ưu tiên; nói cách khác, đã cho số lượng cọc trong nhóm, một nhóm hình chữ nhật có hiệu quả hơn khi tải trọng ngang hoạt động song song với cạnh ngắn của nhóm.

4) Việc bổ sung các cọc nghiêng cho một nhóm rất hiệu quả trong việc tăng cả độ cứng và khả năng chịu lực của nhóm dưới tải trọng ngang.

E.2  Phương pháp Brinch Hansen

E.2.1  Điều kiện xác định cọc cứng ngắn và cọc đàn hồi dài

1) Đầu tiên là xác định cọc làm việc như cọc cứng ngắn với sức kháng chủ yếu phụ thuộc cường độ của nền đất hay như cọc cứng dài vô hạn phụ thuộc vào cả cọc và cường độ đất nền. Điều này được xác định bằng cách tính toán các hệ số độ cứng R và T đối với tổ hợp đặc biệt của cọc và đất. Các hệ số độ cứng này phụ thuộc vào độ cứng (giá trị El) của cọc và tính nén lún của đất. Sau đó, xác định nhanh điều kiện về mô đun của đất, không phải là giá trị hằng số đối với mọi loại đất mà phụ thuộc vào chiều rộng của cọc (B) và chiều sâu của tải trọng đặc biệt của khu vực đất cụ thể được xem xét. Mô đun của đất (k) liên quan đến khái niệm của Terzaghi về mô đun phản lực nền đất nằm ngang.

Trong trường hợp đất sét cứng, mô đun đất thường được coi là không đổi theo chiều sâu. Đối với trường hợp này hệ số độ cứng:

...

...

...

(E.22)

Trong đó

E: mô đun đàn hồi của vật liệu thân cọc;

I: mômen quán tính của tiết diện thân cọc.

Bảng E.1 - Mối quan hệ giữa mô đun của phản lực nền (k₁) và cường độ cắt không thoát nước của đất sét cứng quá cố kết

Độ chặt

Chặt vừa đến chặt

Chặt đến rất chặt

Cứng

...

...

...

50÷100

100÷200

>200

Phạm vi của k₁ (MN/m^3)

15÷30

30÷60

>60

2) Đối với các cọc cứng ngắn, k trong biểu thức (E.22) lấy bằng với mô đun Terzaghi (k₁), như thu được từ các phép đo tải trọng/độ uốn trên một tấm vuông 305 mm. Nó có quan hệ với cường độ cắt không thoát nước của đất sét, như trong Bảng E.1.

3) Đối với hầu hết các loại đất sét cố kết thông thường và đất hạt thô, mô đun của đất được giả định tăng tuyến tính theo độ sâu, trong đó hệ số độ cứng:

...

...

...

(E.23)

Trong đó:

Mô đun của đất:

(E.24)

x là chiều sâu ngập đất như Hình E.18.

4) Các giá trị của hệ số mô đun biến thiên (n_h) xác định trực tiếp từ thử tải trọng ngang trên các cọc ngập trong nền cát ở đảo Mustang, Texas. Các thí nghiệm được thực hiện với điều kiện tải trọng tĩnh và tác động theo chu kỳ và các giá trị thu được của Reese và cộng sự, cao hơn đáng kể so với Terzaghi. Các nhà nghiên cứu khuyến nghị rằng các giá trị ở đảo Mustang nên được sử dụng cho thiết kế cọc và chúng được thể hiện cùng với các giá trị của Terzaghi trong Hình E.17.

Các giá trị quan sát khác của n_h như sau:

Đất sét yếu cố kết thông thường: 350÷700 kN / m^3

...

...

...

5) Tính toán các hệ số độ cứng R hoặc T thông qua (n_h) và (k) phù hợp với điều kiện nền đất, các tiêu chí ứng xử của cọc như một cọc cứng ngắn hoặc cọc đàn hồi dài có liên quan đến chiều dài ngập đất của cọc (L) như sau:

Bảng E.2 - Xác định cọc cứng ngắn và cọc đàn hồi dài theo chiều dài ngập đất của cọc

Loại cọc

Mô đun của đất

Tăng tuyến tính

Hằng số

Cứng (đầu tự do)

L ≤ 2T

L ≤ 2R

...

...

...

L ≥ 4T

L ≥ 3,5R

Hình E.17 - Mối quan hệ giữa hệ số mô đun biến thiên và độ chặt tương đối của cát

E.2.2  Tính sức chịu tải ngang cực hạn của cọc cứng ngắn

Phương pháp Brinch Hansen có thể được sử dụng để tính toán sức kháng bên cực hạn của cọc cứng ngắn. Phương pháp này là một phương pháp đơn giản có thể được áp dụng cho cả đất đồng nhất và đất phân lớp và rất phù hợp với tính toán theo bảng tính. Nó cũng có thể được áp dụng cho các cọc nửa cứng dài hơn để đạt được xấp xỉ đầu tiên về độ cứng và chiều dài chôn cọc cần thiết để đáp ứng các yêu cầu thiết kế trước khi thực hiện các phương pháp phân tích chặt chẽ hơn cho các cọc dài mảnh hơn. Sức kháng của một đơn vị cứng đối với xoay quanh điểm X trong Hình E.18a được tính bằng tổng các moment của sức kháng ở trên và dưới điểm này. Biểu đồ sức kháng bị động được chia thành một số n thuận tiện của các phần tử nằm ngang của chiều sâu L/n. Sức kháng bị động đơn vị của một phần tử ở độ sâu z dưới mặt đất khi đó được cho bởi:

p_z = p_ozK_qz + cK_cz

(E.25)

...

...

...

p_oz: áp lực chất trên có hiệu ở độ sâu z;

c: lực dính của đất ở độ sâu z;

K_qz và K_cz: các hệ số áp lực bị động cho các thành phần ma sát và lực dính tương ứng, ở độ sâu z.

Brinch Hansen đã thiết lập các giá trị của K_q và K_c trong quan hệ với độ sâu z và chiều rộng của cọc B theo hướng xoay, như trong Hình E.19.

Hình E.18 - Phương pháp Brinch Hansen để tính sức kháng ngang cực hạn của các cọc ngắn:

(a) phản lực đất; (b) biểu đồ lực cắt; (c) biểu đồ moment uốn

Hình E.19 - Các hệ số K_q và K_c trong phương pháp Brinch Hansen

...

...

...

(E.26)

Điểm quay X ở độ sâu x trong Hình E.18a được chọn chính xác khi ΣM = 0, đó là khi sức kháng bị động của đất bên trên điểm xoay cân bằng với bên dưới nó. Do đó, điểm X được xác định bằng một quá trình thử nghiệm và điều chỉnh. Nếu đầu cọc mang một moment M thay vì một lực ngang, thì moment đó có thể được thay thế bằng lực ngang H ở khoảng cách e so với mặt đất khi đó M bằng H.e.

Khi đầu của cọc được cố định chống xoay, chiều cao tương đương e₁ so với mặt đất của một lực H tác dụng lên một cọc có đầu tự do được cho bởi:

(E.27)

Trong đó:

e: chiều cao từ mặt đất đến điểm đặt tải trọng tại đầu cố định của cọc (Hình E.18a);

z_f: độ sâu từ mặt đất đến điểm ngàm giả định.

...

...

...

Khi có được độ sâu đến tâm quay từ Biểu thức E.27, sức kháng ngang cực hạn của cọc đối với tác động ngang H_u có thể nhận được bằng cách lấy các moment đối với điểm quay:

(E.28)

Các bước sau cùng trong phương pháp Brinch Hansen là xây dựng các biểu đồ lực cắt và moment uốn (Hình E.18b và c). Mô men uốn thiết kế mà xảy ra tại điểm lực cắt bằng không, không được vượt quá moment thiết kế của sức kháng M của thân cọc. Các hệ số thành phần thích hợp được áp dụng cho lực ngang H_u để nhận được các tác động thường xuyên và và biến đổi giới hạn.

Khi áp dụng phương pháp này cho các đất phân lớp, các giả định phải được thực hiện liên quan đến độ sâu z để thu được K_q và K_c cho lớp đất sét mềm, nhưng z được đo từ đỉnh tầng đất sét cứng để thu được K_c cho lớp này, như trong Hình E.20.

Hình E.20 - Phản lực trong đất phân lớp trên cọc đứng chịu tải trọng ngang

Cường độ cắt không thoát nước c_u được sử dụng trong Biểu thức E.25 cho các tải trọng ngắn hạn như lực sóng hoặc lực cập tàu trên cầu tàu, nhưng các giá trị cường độ cắt có hiệu thoát nước (c' và f') được sử dụng cho các tải trọng dài hạn như của các tường chắn.

E.2.3  Tính sức chịu tải ngang cực hạn của cọc dài

...

...

...

Tác động ngang trên cọc đầu tự do:

(E.29)

Tác động ngang trên cọc đầu cố định:

(E.30)

Các giá trị tùy ý cho z_f thường được sử dụng được đưa ra trong tham chiếu đến phương pháp Brinch Hansen. Nó đã được cho rằng các cọc đứng cung cấp sức kháng kém đối với tải ngang. Tuy nhiên, trong một số trường hợp, có thể đúng đắn để bổ sung sức kháng được cung cấp bởi sức kháng bị động của đất ở một đầu của mũ cọc và ma sát hoặc lực dính ở các mặt chôn trong đất của mũ. Có thể tính đến sức kháng của mũ cọc khi các tải trọng ngoài có đặc tính tạm thời, chẳng hạn như gió giật và tải trọng giao thông, nhưng biến dạng đàn hồi của đất không được lớn đến mức gây ra độ uốn quá mức và do đó gây quá ứng suất cho cọc.

Hình E.21 - Cọc chịu tải trọng ngang được coi là công xôn đơn giản

...

...

...

Một phương pháp đơn giản có thể sử dụng để kiểm tra xem độ uốn do tải trọng ngang nhỏ là nằm trong các giới hạn cho phép và như một kiểm tra gần đúng bằng các phương pháp nghiêm ngặt hơn được mô tả dưới đây là giả định rằng cọc được ngàm ở một độ sâu tùy ý bên dưới mặt đất và sau đó để tính toán độ uốn như đối với một công xôn đơn giản, hay tự do ở đầu hoặc cố định ở đầu nhưng có thể tự do dịch chuyển. Do đó, từ Hình E.21.

Độ uốn ở đầu cọc tự do:

(E.31)

Độ uốn ở đầu cọc cố định:

(E.32)

Trong đó:

E và I: mô đun đàn hồi và moment quán tính của thân cọc, như trước đây. Độ sâu có thể được giả định tùy ý cho z_f được ghi chú trong điều E.2.2.

...

...

...

Phụ lục F

(Tham khảo)

Ổn định mái dốc

F.1  Quy định chung

1) Ổn định mái dốc chống phá hoại trượt gây ra bởi tự trọng của đất và (hoặc) chất tải cần được phân tích như là một bài toán hai chiều, với giả thiết mặt trượt cung tròn hoặc phẳng.

2) Phân tích ổn định mái dốc cần được thực hiện trong điều kiện mái dốc kém ổn định nhất.

3) Phân tích ổn định mái dốc là để tính toán độ dự trữ an toàn tại trạng thái cân bằng giới hạn khi khối đất của mái dốc trở nên mất ổn định do tự trọng của nó và/hoặc của chất tải. Các phương pháp tính toán sử dụng trong phân tích ổn định mái dốc cũng có thể dùng để nghiên cứu sức chịu tải của nền móng, vì nó được dùng để kiểm tra sự ổn định của khối đất.

4) Hình dạng của mặt trượt

(1 ) Các loại hình dạng của mặt trượt

...

...

...

(2) Phá hoại mái dốc của nền đất (cát) hạt thô

Phá hoại mái dốc của nền cát khô hoặc cát bão hòa nước thường theo kiểu mà độ nghiêng mái dốc bị giảm do sụp xuống. Như vậy, hình dạng của nó nên được coi như mặt phẳng hơn là cung tròn. Ngay cả khi giả định mặt trượt là cung tròn, hình dạng của nó gần giống với mặt phẳng. Độ nghiêng của mái dốc nền đất cát (hạt thô) khi cân bằng được gọi là góc nghỉ, tương đương với góc ma sát trong ứng với độ rỗng của cát trong mái dốc. Góc nghỉ của cát không bão hòa có lực dính biểu kiến vì sức căng bề mặt của nước lỗ rỗng trong cát trở nên lớn hơn so với cát khô hay cát bão hòa.

(3) Phá hoại mái dốc của nền dính

Mặt trượt phá hoại thực tế của nền đất hạt mịn gần như là cung tròn, và thường xảy ra trượt sâu được gọi là phá hoại nền, trong khi đó đối với nền cát thường xuất hiện trượt nông gần trên bề mặt mái dốc.

Phân tích ổn định mái dốc thường là bài toán hai chiều. Tuy mặt trượt thực tế của mái dốc với phạm vi theo chiều dọc sẽ thành dạng mặt trượt cong ba chiều, nhưng phân tích hai chiều sẽ có lời giải an toàn hơn. Khi sự ổn định dự kiến bị giảm do chát tải phù trên một phạm vi nào đó, sức kháng ngang của hai đầu mặt trượt có thể đưa vào tính toán.

5) Tác động trong phân tích ổn định mái dốc

Nguyên nhân quan trọng của phá hoại trượt là do tự trọng của đất, chất tải, áp lực nước... Bên cạnh đó còn có tải trọng chu kỳ như là lực động đất, lực sóng... Sức kháng trượt là sức kháng cắt của đất và đối trọng. Vì cường độ chịu cắt của đất liên quan đến thời gian, bài toán ổn định trong khối đất được phân thành hai trường hợp: Đặt tải lên nền ở trạng thái cố kết bình thường và dỡ tải bằng cách đào đi. Trường hợp đầu được xem như bài toán ổn định ngắn hạn, trường hợp sau là ổn định dài hạn. Nếu sử dụng sức kháng chịu cắt có giá trị phù hợp với từng trường hợp (xem 6.2.2.2.3 của TCVN 11820- 2: 2017)

6) Kiểm tra ổn định mái dốc có thể được thực hiện bằng cách xác nhận tỷ số giữa ứng suất cắt trên bề mặt trượt giả định so với cường độ cắt của đất nhỏ hơn 1.0. Giá trị của tỷ số thu được sẽ khác nhau tùy thuộc vào bề mặt trượt giả định. Tuy nhiên kết quả với tỷ số lớn nhất “lực cắt/sức kháng cắt” trong đó sức kháng cắt và lực cắt nhận được khi giả thiết nhiều mặt trượt dựa trên các điều kiện đã cho cần được xem như trạng thái giới hạn phá hoại trượt của mái dốc đang nghiên cứu.

Khi hệ số thành phần của tải trọng γ_s và hệ số thành phần của sức kháng γ_R được giả định bằng 1,0, thì hệ số điều chỉnh m tương ứng với hệ số an toàn.

...

...

...

F.2  Phân tích ổn định

F.2.1  Phân tích ổn định trượt sâu cung tròn

Tùy theo các đặc tính của nền, ổn định mái dốc cần được kiểm tra bằng phân tích trượt cung tròn theo phương pháp Fellenius cải biên bằng biểu thức dưới đây, hoặc phương pháp thích hợp theo B.5 Sức chịu tải với tải trọng nghiêng và lệch tâm.

(F.1)

Trong đó:

R: bán kính cung trượt (m);

c_k: giá trị đặc trưng của sức kháng cắt không thoát nước đối với đất hạt mịn hoặc giá trị đặc trưng của lực dính biểu kiến đối với đất cát (hạt thô) trong điều kiện thoát nước (kN/m^2);

l: chiều dài đáy của phân đoạn (m);

...

...

...

q_k: giá trị đặc trưng của tải trọng đứng trên đỉnh của phân mảnh (kN/m);

θ: góc của đáy phân mảnh so với phương nằm ngang (°);

f_k: giá trị đặc trưng của góc sức kháng cắt trong điều kiện thoát nước đối với đất cát (hạt thô) (°), bằng 0 cho đất hạt mịn;

w_k: giá trị đặc trưng của tổng trọng lượng của phân mảnh trên đơn vị chiều dài (tổng trọng lượng đất và nước) (kN/m);

x: khoảng cách nằm ngang giữa trọng tâm của phân mảnh và tâm cung trượt (m);

P_H: tải trọng ngang vào khối đất của phân mảnh trong cung trượt (kN/m);

a: cánh tay đòn của tải trọng P_H theo phương ngang đối với tâm cung trượt (m);

s: chiều rộng của phân mảnh (m);

γ_s: hệ số thành phần của tải trọng;

...

...

...

m: hệ số điều chỉnh.

Trong phân tích ổn định mái dốc, phá hoại trượt có thể do trọng lượng đất, chất tải, áp lực nước, áp lực sóng, lực địa chấn và các lực khác. Sức kháng trượt là sức kháng cắt của đất, đối trọng và các lực khác. Độ dự trữ an toàn chống phá hoại trượt mái dốc là tỷ số giữa cường độ chịu cắt của đất và ứng suất cắt phát sinh trên mặt trượt giả định. Khi giả định mặt trượt tròn nó được tính bằng tỷ số giữa mô men chống và mô men lật quanh tâm cung trượt tròn.

1) Phân tích ổn định theo phương pháp Fellenius cải biên

Có nhiều phương pháp tính ổn định trượt khác nhau. Chúng khác nhau trong các giả thiết về tác động của lực trên các mặt phẳng đứng giữa các phân mảnh. Phương pháp Fellenius cải biên giả thiết rằng, phương của tổng hợp lực tác động trong các mặt phẳng đứng giữa các phân mảnh là song song với đáy các phân mảnh. Đây là phương pháp đơn giản hóa của phương pháp Tschebotarioff. Khi cung trượt và phân mảnh như Hình F.1 thì ổn định của mái dốc theo phương pháp Fellenius cải biên có thể dùng biểu thức (F.1).

Hình F.1 - Phân tích cung tròn theo phương pháp Fellenius cải biên

Để phân tích ổn định mái dốc trước hết xác định tâm cung trượt. Trong các cung trượt giả định có cùng chung một tâm, tìm một cung có giá trị độ dự trữ an toàn nhỏ nhất, độ dự trữ an toàn này sẽ là độ dự trữ an toàn cho tâm đó. Độ dự trữ an toàn cho các tâm khác làm cách tương tự. Giá trị nhỏ nhất thu được thông qua đường bao của độ dự trữ an toàn là độ dự trữ an toàn chống trượt của mái dốc đó.

2) Phân tích ổn định theo phương pháp Bishop

Bishop đề xuất biểu thức tính ổn định mái dốc có kể đến lực cắt thẳng đứng và lực nằm ngang tác động lên các mặt phẳng đứng của các phân mảnh. Trong tính toán thực tế thường giả thiết các lực cắt thẳng đứng là cân bằng, được gọi là phương pháp Bishop giản hóa. Biểu thức (F.2) để tính toán ổn định mái dốc theo phương pháp Bishop đơn giản hóa.

...

...

...

(F.2)

Trong đó:

R: bán kính cung trượt (m);

c_k: giá trị đặc trưng của cường độ chịu cắt không thoát nước đối với đất hạt mịn hoặc giá trị đặc trưng của lực dính biểu kiến đối với đất cát (hạt thô) ở điều kiện thoát nước (kN/m^2);

W'_k: giá trị đặc trưng của trọng lượng hữu hiệu của phân mảnh trên đơn vị chiều dài (trọng lượng của đất; trọng lượng đơn vị trong nước, nếu ngập nước) (kN/m);

q_k: giá trị đặc trưng của tải trọng đứng trên đỉnh của phân mảnh (kN/m);

θ: góc của đáy phân mảnh so với phương nằm ngang (°);

f_k: giá trị đặc trưng của góc kháng cắt trong điều kiện thoát nước đối với sét (°), bằng 0 cho đất hạt mịn;

W_k: giá trị đặc trưng của tổng trọng lượng của phân mảnh trên đơn vị chiều dài (tổng trọng lượng đất và nước) (kN/m);

...

...

...

a: cánh tay đòn theo phương ngang của tải trọng P_Hk đối với tâm cung trượt (m);

s: chiều rộng của phân mảnh (m);

γ_s: hệ số thành phần của tải trọng;

γ_R: hệ số thành phần sức của kháng;

m: hệ số điều chỉnh.

3) Khả năng áp dụng các phương pháp phân tích ổn định

Độ dự trữ an toàn thu được từ phương pháp Fellenius cải biên và phương pháp Bishop giản hóa phù hợp nhau cho đất sét (hạt mịn) có f = 0, và khác nhau khi cung trượt đi qua tầng đất cát (hạt thô). Phương pháp Fellenius thường được dùng để phân tích cung trượt cho cả hai. Đó là vì phương pháp này đã giả thích được ứng xử thực tế của phá hoại trượt, và cũng cho độ dự trữ an toàn thiên về an toàn hơn với tầng đất cát (hạt thô). Tuy nhiên, khi đất nền chỉ gồm các lớp đất cát (hạt thô) hoặc khi cung trượt cắt qua nền đất có chứa tầng cát dày phía trên và tầng đất sét (hạt mịn) tại đáy thì chắc rằng phương pháp Fellenius cải biên đánh giá thấp hệ số an toàn. Phương pháp Bishop giản hóa đã đưa ra lời giải có độ tin cậy cao hơn với điều kiện tương tự, nó được đánh giá theo quan điểm của các nguyên lý cơ bản của phương pháp tính toán ổn định. Do vậy, phương pháp Bishop giản hóa sẽ được dùng riêng cho vấn đề sức chịu tải của đất sỏi cuội (hạt thô) khi chịu tải trọng lệch tâm và nghiêng (xem B.5 của Phụ lục B). Phương pháp Bishop giản hóa có nhược điểm là đánh giá cao độ dự trữ an toàn trong khi chất tải tác dụng thẳng đứng trên lớp đất cát (hạt thô) mà lớp này hầu như nằm ngang. Đối với trường hợp như vậy phương pháp tính toán ổn định mà có thể thực hiện khi tỷ số giữa các lực đứng với các lực ngang giữa các phân mảnh được giả thiết là 1/3,5 của góc giữa đáy phân mảnh và phương ngang. Ổn định mái dốc trong tính toán này được tính theo biểu thức:

(F.3)

...

...

...

F.2.2  Phân tích ổn định khi giả thiết các mặt trượt khác với mặt trượt cung tròn

Theo các điều kiện đã nêu ở từ các phần trước, mặt trượt phẳng hoặc mặt trượt hỗn hợp cần được giả thiết trong phân tích ổn định khi nó phù hợp hơn với mặt trượt khác với giả thiết mặt trượt tròn phù hợp với các điều kiện của đất nền.

Khi giả định mặt trượt phẳng ổn định chống phá hoại trượt của mái dốc được tính theo biểu thức:

(F.4)

Trong đó:

c_k: giá trị đặc trưng của lực dính của đất (kN/m^2);

f_k: giá trị đặc trưng của góc sức kháng cắt của đất (°);

l: chiều dài đáy của phân mảnh (m);

...

...

...

W_k: giá trị đặc trưng của tổng trọng lượng của phân mảnh trên đơn vị chiều dài (tổng trọng lượng đất và nước) (kN/m);

θ: góc của đáy phân mảnh so với phương nằm ngang (°) (theo Hình F.2);

P_Hk: giá trị đặc trưng của tải trọng ngang trên đơn vị chiều dài vào phân mảnh (kN/m);

γ_s: hệ số thành phần của tải trọng;

γ_R: hệ số thành phần của sức kháng;

m: hệ số điều chỉnh.

Khi hệ số thành phần của tải trọng và sức kháng tương ứng là 1, thì hệ số điều chỉnh nhỏ nhất phải là 1,2 trong điều kiện bình thường và 1,0 trong động đất.

Hình F.2 - Phân tích ổn định mái dốc theo mặt trượt phẳng

...

...

...

Phụ lục G

(Tham khảo)

Ví dụ về các đánh giá độ lún

G.1  Quy định chung

1) Các tính toán độ lún phải bao gồm cả độ lún tức thời và độ lún sau đó.

2) Cần xem xét ba thành phần lún sau đây đối với đất bão hòa một phần hoặc bão hòa hoàn toàn:

- s₀: Lún tức thời; với đất bão hòa hoàn toàn là do biến dạng cắt với thể tích không đổi, với đất bão hòa một phần là do cả biến dạng cắt và giảm thể tích;

- s₁: Lún do cố kết;

- s₂: Lún do từ biến.

...

...

...

CHÚ THÍCH: Có thể áp dụng các phương pháp đánh giá độ lún s₀ và s₁ cho mục G.2.

4) Cần đặc biệt lưu ý đối với đất hữu cơ và đất sét yếu, trong đó thời gian lún có thể kéo dài hầu như không xác định được do từ biến

5) Chiều sâu của tầng chịu nén được xem xét khi tính toán độ lún tùy thuộc vào kích thước và hình dạng của móng, sự thay đổi độ cứng của đất theo chiều sâu và khoảng cách giữa các móng.

6) Chiều sâu này thông thường được lấy theo chiều sâu trong đó ứng suất đứng hữu hiệu do tải trọng tác dụng lên móng gây ra bằng 20% của ứng suất do chất bên trên hữu hiệu.

7) Trong nhiều trường hợp, chiều sâu này được ước tính sơ bộ bằng một đến hai lần chiều rộng của móng.

CHÚ THÍCH: Phương pháp này không phù hợp đối với đất yếu.

8) Phải đánh giá khả năng xảy ra lún phụ thêm do đất được làm chặt do chính trọng lượng bản thân.

9) Cần xem xét những điểm sau:

- Các tác động có thể do trọng lượng bản thân, lũ lụt và chấn động đối với nền đắp và đất có thể lún sụt;

...

...

...

10) Mô hình tuyến tính hoặc phi tuyến của độ cứng của nền được chấp nhận, khi phù hợp

11) Để tránh đạt tới trạng thái giới hạn khả năng sử dụng, đánh giá độ lún lệch và góc xoay tương đối phải kể đến cả sự phân bố tải trọng và khả năng thay đổi của nền.

12) Bỏ qua độ cứng của kết cấu khi tính toán độ lún lệch có xu hướng dự báo cao hơn giá trị thực. Có thể sử dụng phân tích tương tác nền - kết cấu để chứng minh giá trị nhỏ hơn của lún lệch.

13) Cần xét đến độ lún lệch do biến dạng của nền đất trừ khi kết cấu đủ cứng để loại trừ tác động của nó.

14) Đối với các móng nông trên nền tự nhiên, cần phải kể đến lún lệch ở mức độ nhất định thường xảy ra ngay cả khi độ lún tính toán là đồng đều.

15) Tính toán độ nghiêng của móng chịu tải trọng lệch tâm bằng cách giả thiết sự phân bố phản lực nền là tuyến tính và tính toán độ lún tại các điểm góc, sử dụng sự phân bố ứng suất thẳng đứng trong nền dưới đáy móng tại mỗi góc và phương pháp tính toán độ lún như mô tả ở trên.

16) Đối với kết cấu thông thường đặt trên đất hạt mịn, cần tính toán tỷ số giữa sức chịu tải của nền đất, ứng với sức kháng cắt không thoát nước ban đầu, so với tải trọng sử dụng (xem 4.8, 4) của tiêu chuẩn này). Nếu tỷ số này nhỏ hơn 3, tính toán độ lún luôn nên được thực hiện. Nếu tỷ số này nhỏ hơn 2, các tính toán cần kể đến ảnh hưởng của độ cứng phi tuyến của nền.

G.2  Ví dụ về phương pháp tính toán độ lún

G.2.1  Phương pháp ứng suất - biến dạng

...

...

...

- Tính toán sự phân bố ứng suất trong nền do tải trọng móng truyền xuống; điều này có thể thực hiện dựa trên lý thuyết đàn hồi, nói chung giả thiết nền đồng nhất đẳng hướng và phản lực nền phân bố tuyến tính.

- Tính toán biến dạng trong đất nền từ ứng suất sử dụng giá trị mô đun độ cứng hay quan hệ ứng suất - biến dạng khác xác định từ thí nghiệm trong phòng (tốt nhất có hiệu chỉnh với thí nghiệm hiện trường), hoặc thí nghiệm hiện trường.

- Tích phân biến dạng thẳng đứng để tìm độ lún, sử dụng phương pháp ứng suất - biến dạng với một số lượng điểm đủ nhiều trong phạm vi bên dưới móng được lựa chọn và ứng suất biến dạng được tính toán tại các điểm này.

G.2.2  Phương pháp đàn hồi có điều chỉnh

1) Tổng độ lún của móng trong đất hạt mịn hoặc đất hạt thô có thể được đánh giá bằng sử dụng lý thuyết đàn hồi và một biểu thức dạng:

s = p x B x f / E_m

(G.1)

Trong đó:

E_m: giá trị thiết kế của mô đun đàn hồi;

...

...

...

p: áp lực tác dụng, phân bố tuyến tính dưới đáy móng;

s: độ lún;

B: bề rộng của móng.

2) Giá trị của hệ số độ lún f phụ thuộc vào hình dạng và kích thước của đáy móng, sự thay đổi của độ cứng theo chiều sâu, chiều dày của lớp chịu nén, hệ số Poát-xông, sự phân bố áp lực tác dụng và điểm tính toán độ lún.

3) Nếu không thể có kết quả về độ lún, có thể thực hiện biện pháp đo đạc các kết cấu tương tự ở bên cạnh trong những điều kiện tương tự, mô đun thoát nước thiết kế E_m của tầng đất bị biến dạng với điều kiện thoát nước có thể được tính toán từ kết quả thí nghiệm trong phòng hoặc hiện trường.

4) Phương pháp đàn hồi có điều chỉnh chỉ được sử dụng nếu ứng suất trong nền không đạt giới hạn chảy và nếu ứng xử ứng suất-biến dạng của nền được xem như tuyến tính. Cần hết sức thận trọng khi sử dụng phương pháp đàn hồi có điều chỉnh trong trường hợp nền đất không đồng nhất.

G.2.3  Độ lún không thoát nước

Thành phần độ lún ngắn hạn của móng xảy ra khi không có thoát nước có thể được xác định bằng việc sử dụng phương pháp ứng suất - biến dạng hoặc phương pháp đàn hồi có điều chỉnh. Giá trị áp dụng cho các thông số độ cứng (như E_m và hệ số Poát-xông) trong trường hợp này biểu thị cho ứng xử không thoát nước.

G.2.4  Độ lún cố kết

...

...

...

G.2.5  Độ lún theo thời gian

Với đất hạt mịn tốc độ lún cố kết trước khi kết thúc cố kết sơ cấp được xác định gần đúng bằng sử dụng các thông số cố kết thu được từ thí nghiệm nén. Tuy nhiên, tốc độ lún cố kết tốt nhất là sử dụng các giá trị về tính thấm thu được từ thí nghiệm hiện trường.

Phụ lục H

(Tham khảo)

Độ chặt tương đối

H.1  Mối tương quan giữa số búa và độ chặt tương đối

1) Ví dụ về mối tương quan của số búa và độ chặt tương đối được đưa ra dưới đây.

2) Mối quan hệ giữa số búa (N₆₀), độ chặt tương đối l_D = (e_max - e)/(e_max - e_min) và tổng ứng suất (ban đầu) hữu hiệu σ'_v;0 (kPa x 10^-^2) trong cát có thể được biểu diễn bằng biểu thức:

...

...

...

(H.1)

Tham số a, b trong cát cố kết tiêu chuẩn gần như không đổi với 0,35 < I_D <0,85 và 0,5 < σ'_v0' < 2,5, tính bằng kPa x 10^-^2.

3) Đối với các lớp trầm tích cát tự nhiên cố kết tiêu chuẩn, mối tương quan trong Bảng H.1 đã được thiết lập giữa số búa tiêu chuẩn (N₁)₆₀ và l_D.

Bảng H.1 - Mối tương quan giữa số búa tiêu chuẩn (N₁)₆₀ và độ chặt tương đối I_D

Rất xốp

Xốp

Trung bình

Chặt

...

...

...

(N₁)₆₀

0÷3

0÷8

8÷25

25÷42

42÷58

I_D

0 % ÷ 15 %

15 % ÷ 35 %

...

...

...

65 % ÷ 85 %

85 % ÷ 100 %

4) Đối với cát mịn, nên giảm giá trị N theo tỷ lệ 55: 60 và đối với cát thô tăng theo tỷ lệ 65: 60.

5) Sức kháng chống biến dạng của cát càng lớn thì thời gian cố kết càng dài. Hiệu ứng "kéo dài" này được phản ánh trong số búa cao hơn và dường như gây ra sự gia tăng tham số a. Kết quả điển hình cho cát mịn cố kết tiêu chuẩn được đưa ra trong Bảng H.2.

Bảng H.2 - Ảnh hưởng lão hóa trong cát mịn cố kết thông thường

Năm tuổi

(N₁)₆₀/ I^2_D

Thí nghiệm trong phòng

...

...

...

35

Điền đầy gần đây

10

40

Trầm tích tự nhiên

>10^2

55

6) Quá cố kết làm tăng hệ số b theo hệ số:

...

...

...

Trong đó:

K₀ và K_0NC là tỷ lệ ứng suất tại chỗ giữa các ứng suất ngang và dọc hữu hiệu đối với cát quá cố kết và cố kết tiêu chuẩn tương ứng.

7) Tất cả các mối tương quan được đề cập ở trên đã được thiết lập chủ yếu cho cát silica. Việc áp dụng cho các loại cát dễ nghiền và chịu nén, như cát vôi hay ngay cả cát silica chứa một lượng không thể bỏ qua các hạt mịn, có thể dẫn đến việc đánh giá thấp I_D.

Thư mục tài liệu tham khảo

(1) TCVN 9346:2012, Kết cấu bê tông và bê tông cốt thép - Yêu cầu bảo vệ chống ăn mòn trong môi trường biển.

(2) TCVN 9351:2012, Đất xây dựng - Phương pháp, thí nghiệm hiện trường - Thí nghiệm xuyên tiêu chuẩn.

(3) TCVN 9352:2012, Đất xây dựng - Phương pháp thí nghiệm xuyên tĩnh.

(4) TCVN 10318:2014, Cọc ống thép và cọc ống ván thép sử dụng trong xây dựng công trình cảng - Thi công và nghiệm thu.

...

...

...

(6) OCDI 2002 & 2009, Technical Standards and Commentaries for Port and Habour Facilities in Japan (Tiêu chuẩn kỹ thuật công trình cảng và bể cảng Nhật Bản).

(7) The Ports and Harbours Association of Japan (2018), Technical Standards and Commentarier for Port and Harbour Facilities in Japan (Japanese Version) (Tiêu chuẩn kỹ thuật công trình cảng và bể cảng Nhật Bản (bản tiếng Nhật)).

(8) EN 1997, Eurocode 7 - Geotechnical design (Eurocode 7 - Thiết kế địa kỹ thuật).

(9) NA+A1:2014 to BS EN 1997-1:2004+A1:2013, UK National Annex to Eurocode 7: Geotechnical design - Part 1: General rules (Phụ lục quốc gia Anh cho Eurocode 7 - Thiết kế địa kỹ thuật - Phần 1: Nguyên tắc chung).

(10) BS 6349-1-3: 2016, Maritime Work- Part 1-3: General - Code of practice for georechnical design (Công trình hàng hải- Phần 1-3: Khái quát- Tiêu chuẩn thiết kế địa kỹ thuật).

(11) BS 8004:2015, Code of practice for foundations (Tiêu chuẩn thực hành nền móng của Anh).

(12) EM 1110-2-2906, Design of pile foundations (Tiêu chuẩn thiết kế móng cọc của Mỹ).

(13) BURLAND, J., CHAPMAN, T., SKINNER, H., and BROWN, M. (editors). ICE manual of geotechnical engineering, Volume II, Geotechnical Design, Construction and Verification. London: ICE Publishing, 2012, ISBN 978-0-7277-5709-8 (BURLAND, J, CHAPMAN, T, SKINNER, H. và BROWN, M. (biên tập). Sổ tay ICE về địa kỹ thuật, Tập II, Thiết kế địa kỹ thuật, Thi công và Giám định. Luân Đôn: ICE Publishing, 2012, ISBN 976-0-7277-5709-8).

(14) CHIN, F.V. Estimation of the ultimate load of piles not carried to failure. Proceedings of the 2nd Southeast Asian Conference on Soil Engineering, 1970, pp 81-90 (CHIN, F.V. Ước tính tải trọng giới hạn của cọc chịu tải không phá hoại. Kỷ yếu hội thảo Đông Nam Á lần thứ 2 về Kỹ thuật nền đất, 1970, trang 81-90).

...

...

...

(16) DAVISSON, M.T. High capacity piles. Proc. Lecture Series on Innovations in Foundation Construction, Chicago: American Society of Civil Engineers, 1972, March 22, pp 81-112 (DAVISSON, M. T. Cọc cường độ cao. Những bài giảng về tiến bộ trong xây dựng nền móng, Chicago: Hiệp hội kỹ sư dàn dựng Hoa Kỳ, ngày 22 tháng 3 năm 1972, trang 81-112).

(17) BUTLER, H.D., and HOY, H.E. Users manual for the Texas quick-load method for foundation load testing. Report FHWA-IP-77-8, Washington: Federal Highways Administration, Office of Development (BUTLER, H.D. và HOY, H.E. Hướng dẫn sử dụng phương pháp thử tải nhanh Texas để thí nghiệm tải trọng móng. Báo cáo FHWA-IP-77-8, Washington: Cục quản lý đường cao tốc liên bang, Phòng phát triển).