ĐẠI HỌC QUỐC GIA TP. HỒ CHÍ MINH
TRƯỜNG ĐẠI HỌC BÁCH KHOA
-----[\-----

NGUYỄN TUẤN PHƯƠNG

PHÂN TÍCH ỨNG XỬ CỦA LỚP CÁT ĐỆM KẾT
HP VẢI ĐỊA KỸ THUẬT TRÊN ĐẦU CỌC TRONG
NỀN NHÀ XƯỞNG CHỊU TẢI PHÂN BỐ ĐỀU

Chuyên ngành : ĐỊA KỸ THUẬT XÂY DỰNG
Mã số ngành : 60.58.60

LUẬN VĂN THẠC SĨ

Tp. Hồ Chí Minh, tháng 7 năm 2009


CÔNG TRÌNH ĐƯC HOÀN THÀNH TẠI
TRƯỜNG ĐẠI HỌC BÁCH KHOA
ĐẠI HỌC QUỐC GIA THÀNH PHỐ HỒ CHÍ MINH
- - - - - -X Z- - - - - -

Thaày hướng dẫn: PGS.TS.CHÂU NGỌC ẨN

Cán bộ chấm nhận xét 1 :. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

Cán bộ chấm nhận xeùt 2 :. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

Luaän văn Thạc só được bảo vệ tại
HỘI ĐỒNG BẢO VỆ LUẬN VĂN THẠC SĨ

Trường Đại học Bách Khoa Tp.HCM, ngày . . . . tháng . . . . năm . . . .


ĐẠI HỌC QUỐC GIA TP. HỒ CHÍ MINH CỘNG HỒ XÃ HỘI CHỦ NGHĨA VIỆT NAM
TRƯỜNG ĐẠI HỌC BÁCH KHOA
Độc lập - Tự do - Hạnh phúc

Tp.HCM, ngày tháng năm 2009
NHIỆM VỤ LUẬN VĂN THẠC SĨ
Họ tên học viên: NGUYỄN TUẤN PHƯƠNG
Phái: Nam
Ngày, tháng, năm sinh: 28/10/1979
Nơi sinh: TIỀN GIANG
Chuyên ngành: ĐỊA KỸ THUẬT XÂY DỰNG MSHV: 00907547
I- TÊN ĐỀ TÀI:
PHÂN TÍCH ỨNG XỬ CỦA LỚP CÁT ĐỆM KẾT HP VẢI ĐỊA KỸ
THUẬT TRÊN ĐẦU CỌC TRONG NỀN NHÀ XƯỞNG CHỊU TẢI
PHÂN BỐ ĐỀU.
II- NHIỆM VỤ VÀ NỘI DUNG:
1- NHIỆM VỤ:
Phân tích ứng xử của lớp đệm cát kết hợp với vải địa kỹ thuật trên đầu cọc.
2- NỘI DUNG:
Chương I: Tổng quan cọc BTCT
Chương II: Tổng quan cọc đất trộn ximăng
Chương III: Phân tích hiệu ứng vịm của đệm cát trên đầu cọc
Chương IV: Ứng dụng phương pháp PTHH phân tích cơng trình Mêtro
Hưng Lợi Cần Thơ.
Kết luận và kiến nghị.
III- NGÀY GIAO NHIỆM VỤ:
IV- NGÀY HOÀN THÀNH NHIỆM VỤ:

V- CÁN BỘ HƯỚNG DẪN: PGS.TS. CHÂU NGỌC ẨN
Nội dung Luận văn Thạc sĩ đã được Hội đồng Chuyên ngành thơng qua.
CÁN BỘ HƯỚNG DẪN

PGS.TS. CHÂU NGỌC ẨN

BỘ MƠN QUẢN LÝ CHUYÊN NGÀNH

TS. VÕ PHÁN


LỜI CẢM ƠN
Trong suốt thời gian ba học kỳ qua em đã được học những kiến thức chuyên
ngành nâng cao của chương trình Sau Đại học ngành Địa Kỹ Thuật Xây Dựng, đây
chính là lúc tổng hợp lại những kiến thức để thực hiện tốt Luận văn tốt nghiệp.
Những kiến thức này sẽ được phân tích cặn kẽ và tỉ mỉ trong từng chương.
Luận văn hồn thành trong khoảng thời gian làm việc thực sự nghiêm túc
của bản thân cùng sự chỉ dẫn tận tình của thầy PGS.TS. CHÂU NGỌC ẨN;
PGS.TS. NGUYỄN NGỌC ẨN; TS. NGUYỄN MINH TÂM. Xin chân thành cảm
ơn thầy.
Xin chân thành cảm ơn quý Thầy – Cơ trong bộ mơn Địa cơ Nền móng
Trường Đại Học Bách Khoa TP. Hồ Chí Minh đã nhiệt tình dạy bảo tôi trong suốt
thời gian qua và luôn quan tâm giúp đỡ tạo mọi điều kiện thuận lợi cho tôi hoàn
thành tốt Đề cương Luận văn
Xin chân thành cảm ơn Gia đình, Cơ quan và các bạn đã quan tâm và giúp đỡ
tơi trong suốt q trình học tập.
Học viên
Nguyễn Tuấn Phương



TÓM TẮT LUẬN VĂN
Công trình xây dựng trên nền đất yếu đồng bằng sông Cửu Long thường có
nhiều vấn đề và việc thiết kế trên nền đất yếu là một thách thức đối với kỹ sư
Địa kỹ thuật. Trong những năm gần đây có một loại móng mới, gọi là “sự kết
hợp vải địa kỹ thuật và đất đắp trên nền cọc” được sử dụng. Mãi đến hiện nay
ứng xử của hệ này đã dược phân tích và rút gọn bằng phương pháp vải địa kỹ
thuật. Hơn thế nữa đã có những phương pháp tính toán rút gọn, phương pháp này
cho phép xác định chiều cao gia tải trên vải địa. Trong báo cáo của Luận văn
phân tích ảnh hưởng của chiều cao đất đắp gia tải trên phần tử cọc và khoảng
cách cọc với tải trọng tónh chất chứa cho công trình Mêtro Hưng Lợi Cần Thơ. Sự
phát triển mới của phương pháp này được trình bày chi tiết trong Luận văn và có
khả năng thực hiện gần tương thích cho ứng xử của kết cấu hỗn hợp. Phương
pháp này khác hẵn những phương pháp đã có trước. Trong Luận văn mô tả
phương pháp tính toán mới và những điều chỉnh phù hợp cho loại móng của công
trình Mêtro Hưng Lợi Cần Thơ.
Cải tạo đất yếu và kỹ thuật gia tải đã phát triển trong suốt thập kỹ qua, nhất là
kết quả của việc gia tăng số lượng công trình trên đất yếu cần có giải pháp cải
tạo đất yếu hiệu quả kinh tế cho việc thiết kế cũng như thi công công trình gia tải
trên đất yếu. Chúng quan hệ và phá hoại theo cả hệ, chuyển vị lún quá giới hạn,
ứng suất và chuyển vị biên lớn hoặc không ổn định.


Abstract of Thesis Presented to the graduate School
Of the Bach Khoa University in Civil Engineering Department for the Degree of
Master of Engineering
GEOSYNTHETIC REINFORCED PILE SUPPORTED EMBANKMENTS
By
Tuan Phuong Nguyen
July 2009
The construction of embankments on soft underground of Mekong Delta is

a common problem and the design of embankments on weak foundation soils is a
challenge to the geotechnical engineer. In recent years a new kind of foundation
the so-called “ Geosythetic reinfoced pile-supported embankment”, was
established. Until now the system behaviour can only be described analytically
by simplified geomechanical models. Furthermore, there are simplified
calculation procedure, which allow the dimensioning of the geosynthetic
reinforcement. In the Thesis of the revision of the Recommendation for
Geosynthetic Reinforced Earth Structures, new recommendations for soil
reinforcement above pile-similar elements under static loading were worked out
in Metro Can Tho project. These new developed analytical methods was
represented details in the Thesis and enable a realistic and suitable
approximation of the bearing behaviour of the composite structure. They differ
significantly from the existing methods. The Thesis describos the new menthods
of caculation and the construction regulations for this kind of foundation as
recommended by the Recommendation for Geosynthetic Reinforced Earth
Structures in the Metro Can Tho project.
Soil improvement and reinforcement techniques have undergone a
significant development during the last decade, especially as a result of the
increasing need to construct on soft ground providing economical solution.
Designing structure, such as buildings, walls or embankments on soft soil raises
sevaral concerns. They are related to bearing capacity failures, intolerable
settlements, large lateral pressure and movement, and global or local instability.


LUẬN VĂN THẠC SĨ

Đề tài: PHÂN TÍCH ỨNG XỬ CỦA LỚP CÁT ĐỆM KẾT
HỢP VẢI ĐỊA KỸ THUẬT TRÊN ĐẦU CỌC TRONG NỀN
NHÀ XƯỞNG CHỊU TẢI PHÂN BO ÁĐEÀU
Chương I: TỔNG QUAN MĨNG CỌC BÊTƠNG CÔT THÉP.

1.1 Giới thiệu.
1.2 Sức chịu tải cọc:
1.2.1 Theo vật liệu:
1.2.2 Theo đất nền:
1.2.3 Ảnh hưởng q trình thi cơng đến sức chịu tải cọc cho từng loại đất.
1.2.3.1 Trong đất sét:
1.2.3.2 Trong đất cát:
1.2.4 Thành phần kháng bên của cọc:
1.2.4.1 Kháng bên thoát nước:
1.2.4.2 Kháng bên khơng thốt nước:
1.2.5 Thành phần kháng mũi cọc:
1.2.5.1 Kháng mũi thốt nước:
1.2.5.2 Kháng mũi khơng thốt nước:
1.3 Các phương pháp tính tốn sức chịu tải cọc:
1.3.1 Theo sức chịu tải cho phép (ASD- Allowable Stress Design).
1.3.2 Theo phương pháp hệ số thành phần (LRFD-Load and Resistance Factor
Design).
=> Nhận xét


Chương II: TỔNG QUAN VỀ CỌC ĐẤT TRỘN XIMĂNG:
2.1 Giới thiệu.
2.2 Sự chuyển hoá thành phần hoá học khi thi công trong đất.
2.3 Công nghệ thi công.
2.3.1 Thi công trộn khơ.
2.3.2 Thi cơng trộn ướt.
2.4 Quy trình tính tốn.
2.4.1 Tính sức chịu tải của cọc.
2.4.1.1 Tính tốn sức chịu tải cọc đơn.
2.4.1.2 Tính tốn sức chịu tải của nhóm cọc.

2.5 Xác định cường độnén đất trộn ximăng từ thí nghiệm trong phòng.
=> Nhận xét
Chương III: PHÂN TÍCH HIỆU ỨNG VỊM CỦA ĐỆM CÁT TRÊN ĐẦU
CỌC BTCT:
3.1 Lý thuyết hiệu ứng vịm.
3.1.1 Sự chuyển tiếp tải.
3.1.2 Phân tích các nhân tố trong trong đệm cát.
3.1.2.1 Nhân tố giảm ứng suất.
3.1.2.1.1 Theo Tiêu chuẩn BS 8006 (1995).
3.1.2.1.2 Theo Terzaghi.
3.1.2.1.3 Theo Hewlett and Randolph (1988).
3.1.2.1.4 Theo Guido.
3.1.2.2 Mơ hình tính tốn.
3.1.2.3 Tính tốn khả năng chịu kéo căng của vải khi gia tải.


3.2 Lực cản của đất nền.
3.3 Kết quả mơ hình thí nghiệm dưới tải trọng tĩnh.
=> Kết luận
Chương IV: ỨNG DỤNG PHƯƠNG PHÁP PTHH PHÂN TÍCH CƠNG
TRÌNH MÊTRƠ HƯNG LỢI CẦN THƠ:
4.1 Giới thiệu cơng trình.
4.2 Đặc điểm địa chất khu vực xây dựng.
4.2.1 Mặt cắt địa chất
4.2.2 Các chỉ tiêu vật lý và cơ học của các lớp đất
4.3 Mơ hình tính trong Plaxis.
4.3.1 Mơ hình thiết kế của công ty Ingenieurgesellschaft Geotecgnik Walz
(IGW) Đức do Dr.-ing.Peter Waldhoff thiết kế Mêtro Hưng Lợi Cần Thơ.
4.3.1.1 Mơ hình bài tốn thiết kế.
4.3.1.2 Kết quả quan trắc độ lún của công trình sau 2 năm.

4.3.2 Mơ hình bài tốn phân tích.
4.3.2.1 Phân tích.
4.3.2.2 Phân tích tồn bộ mơ hình.
=> Kết luận
Kết luận - Kiến nghị của luận văn


CHƯƠNG I: TỔNG QUAN MĨNG CỌC BÊTƠNG CỐT THÉP
1.1. GIỚI THIỆU:
Đồng bằng sông Cửu Long là khu vực đất yếu nặng, có nơi độ sâu dày đến
30 – 40m. Vì lẽ đó những cơng trình chịu tải trọng lớn khơng phù hợp với những
loại móng nơng như: móng đơn, móng băng. Vì vậy trong thời gian gần đây với
đà cơng nghệ phát triển thì móng cọc (móng sâu) đã được ứng dụng rộng rãi ở
khu vực này, đặc biệt hai loại cọc được sử dụng phổ biến là cọc BTCT chế tạo
sẵn và cọc nhồi; ngồi ra hiện nay cơng nghệ mới Deep mixer (trộn sâu) phát
triển mạnh và ngày càng phổ biến vì vậy trong tương lai gần cơng nghệ này sẽ
ứng dụng mạnh ở đây.

Hình 1.1 Cọc trong đất nền
* Cọc thuộc loại móng sâu, khi tính sức chịu tải theo đất nền có kể đến thành phần ma sát
xung quanh móng với đất và có chiều sâu chôn móng khá lớn so với bề rộng móng.

1


1.2. SỨC CHỊU TẢI CỌC:
1.2.1. THEO VẬT LIỆU:
Cọc làm vịêc như một thanh chịu nén đúng tâm, lệch tâm hoặc chịu kéo
Qvl = φApRvl


(1.1)

ϕ : hệ số ảnh hưởng bởi độ mảnh của cọc
ϕ = 1,028-0,0000288λ2-0,0016λ
ϕ = 1,028-0,0003456λd2-0,00554λd
λ = l0/r
Trong đó: r bán kính của cọc tròn hoặc cạnh cọc vuông
d bề rộng cọc chữ nhật
Chiều dài tính toán của cọc l0
l0 = ν l
Hệ số ϕ theo Jacobson
50
1

λ=l/r
ϕ

70
0.8

85
0.588

105
0.41

120
0.31

140

0.23

Trong q trình sử dụng cọc thì sức chịu tải cho phép theo vật liệu được tính
dựa trên cường độ cho phép AASHTO.
1.2.2. THEO ĐẤT NỀN:
Về phương diện sức chịu tải của cọc theo đất nền gồm hai thành phần:
+ Sức kháng bên Qs (gồm ma sát bên và lực dính).
+ Sức kháng mũi Qp là phản lực của đất ở mũi cọc.
Zt

Qu

x

Qu

D

L

w

Qs

Zp

fs
σ’h

ΔL


σ’h

fs

h

σ’vp
z

Qp

Hình 1.2 Cọc làm việc trong đất nền

2

qp
z


Phương trình tổng quát về sức chịu tải của cọc:
* Sức chịu tải cực hạn của cọc Qu gồm tổng sức chống cắt cực hạn giữa đất và vật liệu
làm cọc ở mặt bên của cọc Qs, cùng với sức gánh đỡ cực hạn của đất ở mũi cọc Qp
Q u = Qs + Qp

(1.2)

và Qp = Ap qp
Hoặc Qu = As fs + Ap qp (với As: diện tích xung quanh cọc tiếp xúc với đất)
* Sức chịu tải cho phép của cọc được tính theo sức chịu tải cực hạn sau khi kể đến

hệ số an toàn.
Qa =

QS
Q
+ P
FS S FS P

1.2.3. ẢNH HƯỞNG SỨC CHỊU TẢI CỦA CỌC TRONG ĐẤT SÉT:
1.2.3.1. Cọc trong đất sét:
Khi thi công cọc đất sét bị xáo động, do đó sức kháng cắt khơng thốt nước của đất
sét tạm thời giảm xuống. Tuy nhiên, sau một thời gian dài (cọc nghỉ), áp lực nước lỗ
rỗng sẽ tiêu tán dần. Ở đất sét sẽ có hiện tượng sức kháng cắt phục hồi một hoặc tồn
phần theo thời gian.
Khi có tải trọng tác dụng, toàn bộ tải trọng sẽ do nước lỗ rỗng dư tiếp nhận.
Với đất dính thốt nước kém, nước lỗ rỗng dư tiêu tán cực kỳ chậm (coi như không
tiêu tán). Do đó ở thời gian đầu, ứng suất hữu hiệu σ’ khơng đổi, cho nên sức kháng
cắt khơng đổi. =>Vì vậy ta sử dụng Su(sức kháng khơng thốt nước) để tính tốn.
Sau một khoảng thời gian dài, nước lỗ rỗng thặng dư sẽ tiêu tán dần, và do đó
tải trọng bên ngoài sẽ truyền dần lên khung hạt đất. Ứng suất hữu hiệu σ’ tăng lên,
làm cho sức kháng cắt cũng tăng lên. Tính tốn sức chịu tải với C’, ϕ '
=> Nguy hiểm nhất với đất dính chính là khi cơng trình vừa thi cơng xong,
nước chưa kịp thốt đi.
Tuy nhiên với một số đất dính “quá cố kết mạnh”, có hiện tượng “mềm”
đi, tức là sức kháng cắt giảm theo thời gian, nguyên nhân của hiện tượng này là
khi chịu tải trọng đất “quá cố kết mạnh” có thể bị nở, do đó nó hút nước ở các

3



vùng lân cận. Độ ẩm tăng lên làm sức kháng cắt của đất giảm đi. Trường hợp
này, nên dự tính sức chịu tải theo thơng số thốt nước (CD).
1.2.3.2. Cọc trong đất cát:
+ Khi đóng hoặc ép sẽ làm chặt đất xung quanh cọc, dẫn đến lún đất xung quanh
cọc, hệ số áp lực ngang K0 tăng lên, sức kháng cắt của đất tăng.Tính chất của đất tốt
lên => Sức chịu tải của cọc theo đất nền tăng.
+ Cọc nhồi: việc khoan lỗ sẽ làm cho đất cát ở thành và đầu cọc rời rạc, tính chất
của đất yếu đi => Sức chịu tải của cọc theo đất nền nhỏ hơn cọc ép loại đóng
1.2.4. THÀNH PHẦN KHÁNG BÊN CỦA CỌC:
1.2.4.1. Sức kháng bên thoát nước:
Cát hay đất rời là vật liệu thấm nước rất tốt, áp lực nước lỗ rỗng dư luôn luôn
được coi là tiêu tán ngay lập tức (thoát nước CD). Bởi vậy, sức kháng bên giữa đất rời
và cọc được gọi là sức kháng bên thoát nước. Lực dính c của đất rời gần như khơng có
(c = 0), bởi vậy sức kháng bên đơn vị cực hạn thốt nước của cọc có dạng sau:
fi = Ksσ’vtgδ,

(1.3)

Trong đó: σ’v: ứng suất hữu hiệu theo phương đứng tại đoạn cọc (độ sâu là z) đang xét;
Ks: hệ số áp lực ngang, sau khi cọc đã thi công;
Ksσ’v: ứng suất pháp tác dụng vng góc với đoạn đang xét;
δ: góc ma sát ngồi giữa đất vơí cọc, góc này có thể lấy xấp xỉ bằng
φ, là góc ma sát trong giữa đất với đất.
Vì việc dự báo Ks rất khó khăn (hệ số áp lực ngang Ks đã thay đổi so với đất
nguyên dạng khi chưa có cọc)
Ks = (1 ÷1.8)K0 ; K0: hệ số áp lực ngang ở trạng thái tĩnh
* Một số cách tính K0:
+ Xem đất nền là vật liệu đàn hồi K0 =

ν

1 −ν

(ν =

ε ngang
hệ số poisson của đất).
ε doc

+ Xem áp lực ngang của đất ở trạng thái tĩnh theo Jaky (1948) K0 = 1 -sin ϕ ' ; sử dụng
cho móng không nhiều cọc và cọc nhồi và đất nền là đất cố kết thường.
Riêng đối với đất cố kết trước K0 = (1 - sin ϕ a ) OCR (OCR: hệ số cố kết trước)
+ Khi đóng cọc vào nền đất, thể tích cọc chiếm lỗ rỗng của đất và đất dần đạt
gần đến trạng thái cân bằng bị động điều này có nghĩa là hệ số áp lực đất K0 tiến

4


dần đến giá trị hệ số áp lực bị động Kp. Boules đề nghị hệ số Ks là trung bình cộng
của áp lực ở trạng thái tĩnh K0
Ks =

K a + FW K 0 + K p
2 + FW

(Fw là hệ số chọn từ 1 trở lên)

+ Theo Tavenas et at (1975) K0 = (0.95 - sin ϕ ' )
+ Theo Alpan (1967) dựa trên xuất bản của Kenney (1959)
K0 = 0.19 + 0.233logIp
a. Cách tính sức kháng bên theo phương pháp β:

Phương pháp này được Burland gợi ra từ năm 1973 trên các giả thuyết sau:
+ Lực dính của đất giảm đến 0, trong quá trình đóng cọc, do đất bị phá vỡ kết cấu
+ Ứng suất hữu hiệu của đất tác động lên mặt đứng của cọc sau khi áp lực nước lỗ
rỗng thặng dư phân tán hết ít nhất phải bằng ứng suất này ở trạng thái tónh, áp lực nước lỗ
rỗng thặng dư xuất hiện do thể tích cọc lấn chiếm và đất xung quanh bị nén, nhưng hệ số
thấm của đất bé nên cần phải có thời gian để nước thoát đi.
+ Ứng suất chống cắt của đất quanh cọc trong quá trình chịu tải chỉ liên
quan đến vùng đất mỏng xung quanh cọc, vùng này tuỳ thuộc dạng cọc và tính
thoát nước của đất giữa hai thời điểm đóng và chất tải lên cọc.
Công thức xác định lực ma sát đất và cọc có dạng:
fi = K0 σ’v tgϕa

(1.4)

đặt β = K0 tgϕa
ta được : fi = βσ’v
Vì σ’v là ứng suất do trọng lượng bản thân nên khi có ứng suất phụ thêm do
tải ngoài đặt trên mặt đất có thể hiệu chỉnh: fi = β(σ’v+ σ’0)
Theo phương pháp này giá trị β dao động trong khoảng từ (0,25÷0,4) nếu ta sử dụng K0
Một số nghiên cứu khác, của Bhushan (1982), bổ sung cách xác định β như sau:
β = K0tgϕa = 0,18 + 0,0065Dr hoặc K0 = 0,5 + 0,008 Dr
Trong đó Dr là độ chặt tương đối của cát.

5


b. Cách tính sức kháng bên theo Nordland:
Cách tính này khá kỹ theo nhiều yếu tố của cọc và đất, cách tính này được sử
dụng nhiều ở Bắc Mỹ.
fi = KδCfσ’v


Sin(δ + ω )
Cosω

(1.5)

ω : góc nghiên của tiết diện cọc, với cọc tiết diện đều ω =0

Kδ: Hệ số áp lực ngang của đoạn cọc đang xét
δ: Góc ma sát ngoài giữa cọc và đất
Cf: Hệ số hiệu chỉnh cho hệ số áp lực ngang khi δ # φ, thường
Cf = 0.6 ÷1.0
1.2.4.2. Sức kháng bên của cọc khơng thốt nước:
Ta biết rằng đất dính có tính thấm kém. Đối với đất dính bảo hồ nước trường
hợp nguy hiểm nhất là khi áp lực nước lỗ rỗng chưa kịp tiêu tán, và sức kháng bên
lúc này là khơng thốt nước, trường hợp đất dính bảo hồ nước góc ma sát trong của
đất φu = 0, lực dính Su = Cu. Vậy sức kháng bên cực hạn khơng thốt nước của cọc
trong đất dính bão hồ nước: fi = αSu
Theo Jamiolkowsky, Mesri, Ladd với lớp đất đồng nhất thì Su sẽ tăng theo độ
sâu: Su ≈ (0.23 ± 0.04)σv’OCR0.8
a. Cách tính sức kháng bên theo phương pháp α (Tomlinson) 1980:
fi = αCa +σ’h tgϕa = αCa + Ks σ’v tgϕa
Loại đất
Cát chặt hoặc sét cứng

L/D
< 20
>20

Hệ số α theo Tomlinson 1980


Sét mềm và đất dính cứng

8÷20
> 20

0,4
Cu = 0 – 25 : α =1,25 – 0,7
Cu > 25 : α = 0,7

Sét cứng

8÷20

0,4
Cu = 0 – 30 : α =1,25 – 1
Cu = 30 – 80 : α = 1
Cu = 80 – 130 : α = 1 - 0,4
Cu > 130 : α = 0,4

1,25
Cu <75 : α =1,25
Cu = 75 – 180 : α = 1,25 – 0,4

6


(Trong đó L: là chiều sâu ngàm của cọc vào đất dính tốt; D cạnh cọc hay đường kính)
Hệ số α theo viện dầu khí Mỹ (API):
Sức kháng cắt khơng thốt nước Su (kPa)


Hệ số α theo viện dầu khí Mỹ (API)

<25

1

25÷75

1÷0.5

>75

0.5

b. Cách tính theo λ:
Sức kháng bên của cọc được dự tính qua ứng suất hữu hiệu σv’ và Su
fi = λ(σv’ + 2Su) trong cách tính này λ được tính từ đường cong thí nghiệm nén tĩnh.
1.2.5 THÀNH PHẦN KHÁNG MŨI CỦA CỌC:
1.2.5.1 Sức kháng mũi thốt nước:
Phương pháp cổ điển nhất ước lượng sức chịu mũi do Terzaghi và Peck đề
nghị sử dụng các công thức bán thực nghiệm, được phát triển trên cơ sở các công
thức sức chịu tải của móng nông, với sơ đồ trượt của đất dưới mũi cọc tương tự
như sơ đồ trượt của đất dưới móng nông.
Qp = πRp2(1.3CNc + γDfNq + 0.6γRpNγ)

Cho cọc trịn bán kính Rp

(1.7)


Qp = D2(1.3CNc + γDfNq + 0.4γBpNγ)

Cho cọc vng cạnh Bp

(1.7)

Terzaghi đề nghị sử dụng ngay các hệ số sức chịu tải Nc , Nq , Nγ, được
thiết lập cho móng nông tiết diện tròn hoặc vuông có dạng:
⎤
⎡
⎥
⎢ e 2 ( 3π / 4−ϕ / 2 )tgϕ
N c = cot gϕ ⎢
− 1⎥
π ϕ
⎢ 2 cos 2 ( + ) ⎥
4 2
⎦
⎣

⎞
1⎛ Kp
− 1 ⎟⎟ tg ϕ
N γ = ⎜⎜
2
2 ⎝ cos ϕ
⎠

N


q

e 2 (3π

=

2 cos

7

/ 4 − ϕ / 2 ) tg ϕ
2

(

π
4

+

ϕ
2

)


Nγ-Nq-Nc
1000

Ng-Nq-Nc


100

Nc

10

Nq
Nγ

1

0.1
0

5

10

15

20

25

30

35

40


45

50

φ( degree)

Hình 1.3 Đường quan hệ giữa Nγ;Nq;Nc v à φ
Theo lý thuyết cân bằng giới hạn (Terzaghi), khi đất ở mũi cọc bị trượt sâu ta
có sức tải theo phương trình quen thuộc sau:
Pu − q =

γN γ ξ γ B
2

+ q (N q − 1)ξ q + cN c ξ c '

(1.8)

Trong đó: B: cạnh của cọc;
Nγ, Nc và Nq: hệ số sức chịu tải, phụ thuộc góc ma sát trong φ;
c và φ: các thông số sức kháng cắt của đất;
ξγ: hệ số hiệu chỉnh cho Nγ do độ sâu đặt móng (h), do hình dáng móng
(s) và do góc nghiêng của tải trọng (i); ξγ = ξhγ x ξsγ x ξiγ;
ξq: hệ số hiệu chỉnh cho Nq;
ξc: hệ số hiệu chỉnh cho Nc;
q: ứng suất bản thân phía ở mức đáy móng (tức là ở mũi cọc), như vậy q chính là σ’v.
Trong móng cọc, cạnh của cọc B rất nhỏ so với chiều dài L, do đó phần có
chứa γNγB/2 thường nhỏ so với hai phần kia nên được bỏ qua. Từ đó ta có sức
kháng mũi đơn vị cực hạn của cọc là:

qp = σ’v (Nq-1)ξq + cNcξc

(1.9)

8


Tuy nhiên, sau khi cọc được thi công xong, các đặc trưng c và φ của đất đã bị
thay đổi rất nhiều so với lúc khảo sát địa chất, do đó ta phải có cách để xem xét
những sự thay đổi này.
Trong đất cát, Thurman đề nghị: qp = αtN’qσ’v
αt tra hình theo bảng giá trị D/b khác nhau
Nq’ tra theo φ
σv’ứng suất có hiệu ở mũi cọc
1.2.5.2. Sức kháng mũi khơng thốt nước:
Với đất dính ta thường tính sức kháng mũi thơng qua sức kháng cắt khơng
thốt nước Su. Do Cu trong trường hợp khơng thốt nước được ký hiệu là Su, và ϕ u
= 0 nên Nq – 1 = 0 nên phương trình có dạng:
qp = NcSu

(1.10)

Trong đó Nc = 1.33 (lnIr + 1)
Ir =

E
G
= u , G: môđun cắt;
S u 3S u


Eu: môđun đàn hồi không thốt nước.
Qua thống kê, người ta lập được bảng tìm Nc như trong bảng 1.1
Ir
Su (kPa)
24
50
48
150
96
250
192
300
Bảng 1.1 Quan hệ giữa Nc và Su

Nc
6.5
8.0
8.7
8.9

Thông thường, cọc được đặt vào lớp đất tốt (Su ≥ 96kPa), do đó việc dùng
phương trình đơn giản như sau: qp = 9Su

(1.11)

Khi chiều dài đoạn cọc ngàm trong lớp đất tốt (hoặc tương đối tốt) quá ngắn
(Lng < 3B, với B là đường kính cọc), thì giá trị qp phải giảm đi như sau:
⎛ 2 Lng ⎞
⎟⎟ N 0 S u
q p = ⎜⎜ +

⎝ 3 9B ⎠

(1.12)

9


1.3. CÁC PHƯƠNG PHÁP TÍNH TỐN SỨC CHỊU TẢI CỌC:
1.3.1. Theo phương pháp tính sức chịu tải cho phép (ASD – Allowable Stress Design):
Dự tính sức chịu tải cho phép (ADS), hay cịn gọi Phương pháp dự tính sức chịu
tải cho phép của cọc theo hệ số an toàn. Trong đó, sức chịu tải cho phép thu được bằng
cách chia sức chịu tải cực hạn cho hệ số an toàn.
Sức chịu tải nén cho phép của cọc là:

[P] = Pu − (Wcoc − Wdat ) = Pu
Fs

Fs

−W

w: là hiệu số giữa khối lượng bản thân cọc và khối lượng bản thân đất do
cọc chiếm chỗ, có xét đến lực đẩy Acsimet của phần cọc dưới mực nước ngầm;
Fs là hệ số an tồn, thường lấy từ 2÷4 (phổ biến nhất là Fs = 2.5).
Sức kháng mũi chỉ có nếu mũi cọc mở rộng chân. Lúc đó sức kháng mũi có ở
phần trên của đế mũi; Nếu không mở rộng chân thì:

[Q] = Q f

F f + wcoc (khơng xét đến wđất);


Hệ số an toàn Ff phải lấy lớn hơn trường hợp cọc chịu nén.

[P] =

Qf
Ff

+

Qp
Fp

−w

=> Hệ số an toàn cho ma sát bên Ff thường bằng khoảng 1.5 ÷ 2.5, cịn hệ số an
tồn cho sức kháng mũi Fp trong khoảng 2.5 ÷ 4.0
1.3.2. Theo phương pháp hệ số thành phần (LRFD – Load and Reisistance Factor Design):
Một số nước Châu Âu và Canada đã áp dụng LRFD thay cho phương pháp thiết
kế theo hệ số an toàn (ASD). Ơ Mỹ những năm gần đây mới đang nổ lực chuyển
đổi từ phương pháp thiết kế theo hệ số an toàn (ASD) sang phương pháp thiết kế
theo hệ số thành phần (LRFD)
Theo phương trình:
γDPD + γwPw + γlPl ≤ ΦfQf + ΦpQp – γDw
PD tĩnh tải
Pw tải trọng khi có tải thiêt bị với đường thì tải kết cấu áo đường
Pl hoạt tải
γD, γw γL hệ số được lấy theo các giá trị tương ứng (1.25;1.5;1.75)
Φf,Qp hệ số sức kháng bên và hệ số sức kháng mũi.


10


Theo AASHTO (1994 – 2001) thì hệ số Φf ,Qp phụ thuộc vào phương pháp dự báo
sức chịu tải trong bảng sau:
Các hệ số sức kháng Φf, Qp của cọc bêtông
Φf (kháng bên)
0.45
0.35
0.32
0.45
0.35
0.45
0.45
0.55
0.80
0.70

Loại đất

Phương pháp dự báo sức chịu tải
α - API
Đất dính α - Tomlinson
β
λ
Đất cát
Nordlund
β
Các loại Schmertmann SPT
đất

Schmertmann CPT
Thí nghiệm nén tĩnh
Phân tích CAPWAP

Φp(kháng mũi)
0.6 ÷ 0.7
0.4 ÷0.6

Nhận Xét:
Khi cọc có tiết diện càng lớn, nếu muốn sức kháng mũi huy động tồn phần
(Qp), thì càng địi hỏi độ lún lớn. Độ lún lớn quá sẽ không thoả mãn điều kiện sử
dụng (theo độ lún cho phép của cơng trình);
Ngay cả với sức kháng bên, đường kính cọc càng lớn thì fi cực hạn càng nhỏ
theo thí nghiệm của Baycan (1990) .Vì vậy, đường kính cọc càng lớn thì càng phải
chọn hệ số an tồn lớn. Với cọc nhồi đường kính lớn hơn 1.3 m, nên chọn Fs ≥ 2.5
và Fp ≈ 4 ÷ 6, thậm chí lớn hơn.
Tính tốn sức chịu tải của cọc theo thơng số sức kháng cắt của đất khơng đáng tin
cậy vì những thông số đầu vào như (α,β…) đều được kiến nghị từ thí nghiệm thực tế.
Hiện nay, cách dự báo sức chịu tải trực tiếp từ kết quả thí nghiệm hiện
trường (SPT, CPT) ngày càng trở nên phổ biến.Theo cách tính này là chính xác.

11


CHƯƠNG II: TỔNG QUAN VỀ CỌC ĐẤT TRỘN XIMĂNG
2.1. GIỚI THIỆU:
Khi xây dựng các cơng trình có tải trọng lớn trền nền đất yếu cần phải có các biện pháp
xử lý đất nền bên dưới móng cơng trình, nhất là những khu vực có tầng đất yếu khá dày như
một số tỉnh ở đồng bằng sơng Cửu Long. Có rất nhiều biện pháp xử lý nền đất yếu.
Với đất yếu là bùn sét và bùn á sét có độ thấm kém hơn 10-6 cm/s khả năng ứng

dụng cọc vật liệu rời không hiệu quả vì đất không nén chặt được trong quá trình thi
công, vì nước trong lỗ rỗng của bùn rất khó thoát đi để lỗ rỗng có thể giảm nhỏ lại.
Mặt khác, vật liệu rời có thể chìm dần trong bùn do hệ số rỗng lớn nên không giữ
được hình dạng cọc sau khi thi công. Việc dùng ximăng để cải tạo nền được sử dụng
từ lâu. Thụy Điển, Phần Lan, Nhật và một số quốc gia khác đã nghiên cứu phương
pháp này trong khoảng thời gian dài cho thấy cọc đất trộn ximăng rất hữu hiệu trong
việc gia tăng sức chịu tải và giảm độ lún của nền. Phương pháp này tuy khơng mới
trên thế giới nhưng ít được sử dụng ở khu vực đồng bằng sông Cửu Long.
Phương pháp trộn sâu là một kỹ thuật trộn với sự tồn tại của đất và vật liệu
ximăng, dụng cụ trộn bao gồm: mũi khoan cắt, máy khoan nhẹ không liên tục và thiết
bị trộn. Sự khác nhau về hình dạng của các thiết bị trộn phụ thuộc vào mục đích của
việc trộn sâu. Hỗn hợp đất trộn ximăng được tạo ra sẽ có cường độ cao hơn, sức chống
cắt của đất gia tăngđgiảm tính nén lún và tăng tính thấm thoát nước so với đất ban đầu.
2.2. SỰ CHUYỂN HỐ THÀNH PHẦN HỐ HỌC KHI THI CƠNG TRONG ĐẤT:
Ximăng Porland là một hợp chất không đồng nhất, nó bao gồm các thành phần hóa học sau:
Tên khoáng

Công thức

Viết tắt

% có trong
clinker
37 – 60
15 - 37
7 – 15
10 - 18

Tricalcite
3CaO.SiO2

C3S
Silicate bicalcite
2CaO.SiO2
C2S
Aluminate tricalcite
3CaO.Al2O3
C3A
FerroAluminatetetra
4CaO.Al2O3.Fe2O3
C4AF
calcite
Bốn khoáng trên là thành phần chính tạo cường độ ximăng, ngoài ra còn
một số thành phần khoáng nhö: CaO; MgO; SO3

12


Khi nước trong đất gặp ximăng thì hiện tượng thủy phân xảy ra nhanh và tạo
ra hydrated calcium silicate (C2SHx, C3S2Hx), hydrated calcium aluminate và vôi
tôi Ca(OH)2. Hai thành phần khoáng (C2SHx, C3S2Hx) là hai sản phẩm chủ yếu
do ximăng tạo ra và vôi tôi được kết tụ riêng rẽ ở dạng tinh thể. Các phản ứng
xảy ra khi ximăng gặp nước:
+ Đối với C3S: 2(3CaO.SiO2) + 6H2O = 3CaO.2SiO2.3 H2O + Ca(OH)2
+ Đối với C2S: 2(2CaO.SiO2) + 4H2O = 3CaO.2SiO2.3 H2O + Ca(OH)2
+ Đối với C3A: 3CaO.Al2O3 + 6H2O = 3CaO. Al2O3.6 H2O
3CaO.Al2O3 + CaSO4.2H2O + 26H2O = 3CaO.Al2O3.3CaSO4.32H2O
+ Đối với C4AF:
4CaO.Al2O3.Fe2O3 +2 Ca(OH)2 + 10 H2O = 3CaO. Al2O3.6 H2O +
3CaO. Fe2O3. 6 H2O.
Hai phản ứng đầu cho thấy sự thủy hợp của hai loại calcium silicate tạo ra những

hợp chất mới đó là vôi và tobermorite gel. Hợp chất tobermorite gel giữ vai trò quan
trọng đối với độ bền của ximăng vì nó chi phối trực tiếp đến sự thay đổi liên kết, cường
độ và thể tích của ximăng khi gặp nước. Phản ứng giữa ximăng và đất được trình bày
dưới đây, tuy nhiên chỉ có phản ứng giữa tricalcium silicate và đất được trình bày vì
chúng là những thành phần quan trọng nhất của ximăng porland.
C3S

+

H 2O

C3S2Hx (hydrated gel) + Ca(OH)2

(2.1)

(sản phẩm ximăng sơ cấp)
Ca++

Ca(OH)2
Ca++ +

2(OH)-

+

2(OH)-

+

SiO2 (đất silica)


(2.2)
CSH

(2.3)

(sản phẩm ximăng thứ cấp)
Ca++ +

2(OH)-

+

Al2O3 (đất alumina)

CAH

(sản phẩm ximăng thứ cấp)

Khi pH < 12.6 thì phản ứng sau đây xảy ra:

13

(2.4)


C3S2Hx

C3S2Hx (hydrated gel) + Ca(OH)2


(2.5)

Để tạo được lực kết dính trong hỗn hợp đất và ximăng thì các thành phần
khoáng silicate và aluminate phải có khả năng hòa tan. Khả năng hòa tan của các
thành phần khoáng phụ thuộc vào độ tinh khiết, độ tinh thể, kích thước hạt, … Trong
các phản ứng trên, cường độ của các sản phẩm ximăng sơ cấp lớn hơn sản phẩm
ximăng thứ cấp. Với độ pH < 12.6 thì phản ứng (2.5) xảy ra. Tuy nhiên, pH sẽ giảm
trong phản ứng pozzolan và sự giảm pH sẽ dẫn đến quá trình thủy phân chất C3S2Hx
để tạo CSH. Sự tạo thành CSH chỉ có lợi khi nó được tạo thành từ phản ứng
pozzolan giữa vôi và đất nhưng lại bất lợi khi CSH tạo ra từ quá trình thủy phân chất
C3S2Hx vì C3S2Hx làm tăng độ bền của đất tốt hơn nhiều so với CSH. Sự thủy hợp
của ximăng và phản ứng puzolan kéo dài nhiều tháng thậm chí nhiều năm cho nên
cường độ của đất có xử lý ximăng sẽ tăng theo thời gian.
Vậy trong hỗn hợp đất ximăng tồn tại các hạt sét, ximăng sơ cấp và thứ cấp
được tạo thành. Sản phẩm ximăng sơ cấp đông cứng để trở thành những phụ gia
có cường độ cao khác với ximăng thông thường tạo nên bêtông. Sản phẩm
ximăng thứ cấp làm tăng cường độ và tính bền của đất và ximăng bằng cách làm
tăng cường độ liên kết giữa các hạt.
2.3. CÔNG NGHỆ THI CÔNG:
2.3.1. Thi công trộn khô:
Trong phương pháp này bột ximăng được phun vào đất qua các lỗ ở đầu ống
bằng hệ thống khí nén, sau đó bột ximăng được trộn với đất bằng cách xoay hai
cánh gắn đối xứng ở đầu ống. Sơ đồ và chi tiết các thiết bị thi công như hình 2.1
và hình 2.2. Trong phương pháp này không cần sử dụng nước cho nên không
tăng thêm lượng nước vào đất, vì vậy việc cải tạo nền có hiệu quả hơn phương
pháp thi công trộn ướt, trình tự thi công của phương pháp trộn khô được trình bày
trong hình 2.3. Ưu điểm của phương pháp thi công trộn khô là:

14



− Không tạo ra các chất thải
− Có thể sử dụng nhiều loại chất kết dính
− Chất lượng đồng nhất hơn và hiệu quả trộn tốt hơn
− Điều khiển hoàn toàn tự động hóa
− Hiện trường luôn được giữ gìn sạch sẽ
− An toàn và không gây ô nhiễm
− Hiệu quả kinh tế cao.

Hình 2.1: Sơ đồ thi công phương pháp trộn khô (nhóm DJM, 1984)

15


Hình 2.2: Chi tiết các thiết bị thi công phương pháp trộn khô

Hình 2.3: Trình tự thi công của phương pháp trộn trộn khô

16