Chương 6 – Thiết kế móng nông cho cầu

Chương này trình bày việc áp dụng thực tế thiết kế móng nông cho các công trình cầu. Một quy trình thiết kế được trình bày theo từng bước, nhằm đưa ra một giải pháp thỏa đáng cho phần lớn các trường hợp áp dụng đối với kết cấu đỡ cầu bằng móng nông. Quy trình thiết kế này liên quan đến nhiều chuyên ngành kỹ thuật. Ở mỗi bước thiết kế, chuyên ngành chịu trách nhiệm chính thường sẽ được xác định, đó là địa kỹ thuật, kết cấu, thủy lực, môi trường hay kỹ thuật dân dụng tổng hợp.

Các ví dụ tính toán thiết kế móng theo quy trình này được đưa vào Phụ lục B đối với spread footing đỡ trụ cầu trong các trường hợp sau:

• Trụ cầu được đỡ bằng spread footing đặt trên nền đất tự nhiên
• Mố tích hợp (Integral stub abutment) đặt trên structural fill đầm chặt
• Mố thấp kiểu bệ (stub seat-type abutment) đặt trên structural fill đầm chặt
• Mố cao kiểu bệ (full-height seat abutment) đặt trên nền đất tự nhiên
• Trụ cầu được đỡ bằng spread footing đặt trên đá nguyên trạng

Phần thảo luận về việc áp dụng phương pháp thiết kế theo hệ số tải trọng và sức kháng (LRFD) cho thiết kế spread footing được đưa vào Phụ lục C. Ví dụ thứ nhất và thứ ba trong Phụ lục B được tính toán lại trong Phụ lục C theo phương pháp LRFD.

Cần lưu ý rằng các ví dụ này chỉ nhằm minh họa một cách tiếp cận và quy trình có thể dẫn đến thiết kế thỏa đáng cho kết cấu đỡ cầu trên móng nông. Không nên hiểu các ví dụ này là đại diện cho cách tiếp cận duy nhất có thể dẫn đến một thiết kế thỏa đáng. Cũng cần lưu ý rằng các ví dụ chỉ kiểm tra một, hoặc nhiều nhất là một vài trường hợp tải trọng cụ thể. Trong thực tế, mọi thiết kế hoàn chỉnh đều phải xem xét tất cả các trường hợp tải trọng áp dụng.

6.1 Quy trình và Sơ đồ tiến trình thiết kế

Quy trình thiết kế cho cầu dùng móng nông bao gồm các bước trong Bảng 6-1 và trong sơ đồ tiến trình thiết kế ở Hình 6-1.

Bảng 6-1: Các bước trong tiến trình thiết kế cầu dùng móng nóng

Bước	Hoạt động thiết kế	Bộ môn chịu trách nhiệm
1.	Phát triển bố trí sơ bộ của cầu. Xác định loại cầu, quy mô và vị trí mong muốn. Xác định chiều dài nhịp và vị trí trụ, có xét đến các ràng buộc về hình học và môi trường.	Kết cấu, phối hợp với hạ tầng chung và môi trường, cùng địa kỹ thuật đối với ổn định phần đường dẫn
2.	Xác định tính khả thi của móng nông dựa trên việc xem xét dữ liệu địa chất và địa tầng. Lớp vật liệu chịu lực thích hợp phải hiện diện trong phạm vi khoảng cách hợp lý so với bề mặt đất. Cần thực hiện đánh giá sơ bộ về ổn định nền đắp đường dẫn để đánh giá các ảnh hưởng tiềm tàng đến vị trí mố và chiều dài nhịp (Mục 4.1).	Địa kỹ thuật, phối hợp với kết cấu, hạ tầng chung và môi trường
3.	Cần thực hiện khảo sát hiện trường với kỹ sư kết cấu và kỹ sư hạ tầng chung ở giai đoạn này để đánh giá khả năng thi công của các loại móng (Mục 4.2).	Địa kỹ thuật, phối hợp với kết cấu, hạ tầng chung và môi trường
4.	Xác định độ sâu chôn móng sao cho móng không bị ảnh hưởng bởi nguy cơ xói hoặc băng giá (Mục 6.2).	Thủy lực, với thông tin địa chất do địa kỹ thuật cung cấp
5.	Xác định các tải trọng tác dụng lên móng và độ lún tổng, chênh lệch lún cho phép đối với từng trụ (Mục 6.3).	Kết cấu
6.	Xác định các chỉ tiêu đất thiết kế từ công tác khảo sát địa tầng và chương trình thí nghiệm trong phòng (Mục 4.3 và 4.4).	Địa kỹ thuật
7.	Tính toán sức chịu tải cho phép, xét cả khả năng phá hoại sức chịu tải (Mục 5.1) và độ lún (Mục 5.2).	Địa kỹ thuật
8.	Tính toán sức kháng trượt cho phép và sức kháng bị động của đất (Mục 5.4) để đánh giá ổn định ngang của móng.	Địa kỹ thuật
9.	Trong các trường hợp mà ổn định tổng thể của móng có thể chi phối thiết kế (ví dụ: móng đặt trên hoặc gần mái dốc), thực hiện phân tích ổn định tổng thể của móng bằng tải trọng sử dụng (chưa nhân hệ số) (Mục 5.5).	Địa kỹ thuật
10.	Xác định kích thước móng bằng tải trọng sử dụng (chưa nhân hệ số) và kích thước hữu hiệu của móng (Mục 6.4.1).	Kết cấu
11.	Kiểm tra ổn định của móng đối với trượt và lật bằng tải trọng sử dụng (Mục 5.4 và 6.4).	Kết cấu
12.	Hoàn thiện thiết kế kết cấu của móng bằng tải trọng có nhân hệ số theo yêu cầu thiết kế hệ số tải trọng và giả thiết phân bố hình thang của áp lực tiếp xúc dưới đáy móng (Mục 6.5). Thiết kế cần xét đến mô men tại mặt cột, cắt một phương và đâm thủng.	Kết cấu

Hình 6-1: Sơ đồ tiến trình thiết kế – Móng nông cầu

6.2 Các lưu ý chung

Chiều sâu và kích thước của móng nông dùng để đỡ cầu cần được lựa chọn sao cho các lớp vật liệu chịu lực có khả năng đỡ được các tải trọng truyền xuống mà không xảy ra phá hoại do cắt hoặc độ lún quá mức. Điều này bao gồm việc xác minh rằng các lớp vật liệu chịu lực không có khả năng hóa lỏng trong động đất. Đáy móng cũng cần đặt thấp hơn độ sâu băng giá đối với các loại đất nhạy cảm với băng giá, và thấp hơn độ sâu xói dự kiến trong một trận lũ thiết kế cực hạn.

6.2.1 Nguy cơ xói và độ sâu đặt móng

Xói là hiện tượng xói mòn cục bộ đáy lòng dẫn xảy ra xung quanh các vật cản dòng chảy như trụ cầu và mố cầu, tại các đoạn thu hẹp lòng dẫn như khu vực cầu, và ở phía ngoài các đoạn cong của kênh dẫn. Xói cũng có thể là kết quả của quá trình xói mòn lâu dài của đáy lòng dẫn, có thể xảy ra trong suốt tuổi thọ của công trình.

Xói là một quá trình mang tính đặc thù theo từng vị trí, phụ thuộc vào vận tốc và thời gian dòng chảy, hình học của các bộ phận kết cấu tiếp xúc với dòng nước, đặc điểm địa mạo của lòng dẫn, cũng như các tính chất của vật liệu nền móng và vật liệu lòng dẫn. Quá trình xói rất phức tạp. Một nhóm liên ngành gồm các kỹ sư thủy lực, địa kỹ thuật và kết cấu cần đánh giá nguy cơ phá hoại do xói tại từng vị trí công trình.

Mục này trình bày việc đánh giá mức độ nhạy cảm với xói đối với móng spread footing. Các khái niệm cơ bản về xói và các kỹ thuật bảo vệ chống xói cũng được trình bày. Nội dung thảo luận tập trung vào xói tại các cầu, nhưng các khái niệm được nêu cũng áp dụng cho cống, tường chắn và các công trình giao thông khác xây dựng gần kênh dẫn và sông. Thông tin trình bày ở đây phù hợp với các ấn phẩm của FHWA về ổn định sông suối và xói; người đọc được khuyến nghị tham khảo các tài liệu sau để có phần trình bày chi tiết về phân tích xói và thiết kế biện pháp đối phó xói:

• HEC 20 – Ổn định sông suối tại các công trình đường bộ (Stream Stability at Highway Structures Lagasse và nnk., 2001a)
• HEC 23 – Các biện pháp phòng chống xói cầu và mất ổn định sông suối (Bridge Scour and Stream Instability Countermeasures Lagasse và nnk., 2001b)

Việc đánh giá xói đòi hỏi phải xác định tác động cộng dồn của ba thành phần chính của xói: bồi cao/hạ thấp lòng dẫn, xói do thu hẹp và xói cục bộ. Việc này cũng đòi hỏi phải đánh giá các thay đổi tiềm tàng về hình học và vị trí của lòng dẫn có thể xảy ra trong suốt tuổi thọ thiết kế của công trình.

Bồi cao và hạ thấp là những thay đổi dài hạn của cao độ đáy lòng dẫn. Chúng có thể do các hoạt động của con người trong lưu vực hoặc do các biến đổi tự nhiên của thủy văn và địa chất gây ra. “Bồi cao” (aggradation) là sự tăng cao độ đáy lòng dẫn do tải lượng bùn cát tăng lên hoặc do sự giảm vận chuyển bùn cát trong dòng nước. Hiện tượng này thường gặp ở thượng lưu các đập và hồ chứa, nơi vận tốc dòng chảy giảm và bùn cát có xu hướng lắng đọng. “Hạ thấp” (degradation) là sự hạ thấp đáy lòng dẫn, có thể do tải lượng bùn cát giảm hoặc do khả năng vận chuyển bùn cát của dòng chảy tăng lên. Hiện tượng hạ thấp thường gặp trong các lưu vực đô thị hóa do cường độ lũ và thời gian dòng chảy tăng lên. Nó cũng có thể xảy ra ở hạ lưu các đập và trong các lòng dẫn chịu ảnh hưởng của hoạt động khai thác cốt liệu, nơi tải lượng bùn cát bị suy giảm.

Xói do thu hẹp là sự hạ thấp đáy lòng dẫn do lòng dẫn bị thu hẹp cục bộ, chẳng hạn bởi sự thu hẹp tại vị trí cầu hoặc cống, hoặc do phần lấn chiếm vào lòng dẫn như nền đắp đường đầu cầu. Sự thu hẹp lòng dẫn sẽ làm giảm diện tích dòng chảy, làm tăng vận tốc tại đoạn thu hẹp và làm tăng khả năng xói của dòng chảy. Việc lưu lượng trong dòng chính tăng lên, khi dòng chảy trên bãi tràn quay trở lại khẩu độ cầu, cũng làm tăng mức độ xói do thu hẹp.

Xói cục bộ xảy ra tại các trụ cầu và mố cầu do các dạng dòng chảy phức tạp xuất hiện trong vùng lân cận các vật cản này. Xói tại trụ được gây ra bởi hiện tượng rối mạnh xuất hiện ở chân trụ khi dòng chảy bị ép chuyển hướng xuống phía đáy lòng dẫn rồi tăng tốc quanh trụ. Mức độ xói tại trụ liên quan đến bề rộng trụ, hình dạng trụ và hướng của trụ so với dòng chảy. Nó cũng liên quan đến độ sâu và vận tốc của dòng chảy ở thượng lưu công trình. Bề rộng trụ hữu hiệu là tham số ảnh hưởng quan trọng nhất và là một yếu tố trong hầu hết các phương trình tính xói tại trụ. Bề rộng trụ hữu hiệu càng lớn thì tiềm năng chiều sâu xói càng lớn. Xói tại mố là do sự trộn rối giữa dòng chảy trong lòng dẫn với dòng chảy bị mố cản trở gây ra.

Các lòng dẫn tự nhiên liên tục thay đổi hình dạng và vị trí trong phạm vi bãi tràn. Ngoài các thành phần xói theo phương thẳng đứng đã mô tả ở trên, cần xem xét cả khả năng thay đổi về hình học và vị trí của lòng dẫn. Sự dịch chuyển lòng dẫn có thể làm cho công trình phải chịu tác động của những dòng chảy chưa được dự kiến tại thời điểm thiết kế. Nó cũng có thể làm tăng nguy cơ xói do thay đổi hướng dòng chảy hoặc do vận tốc tại công trình tăng lên. Móng đặt trong vùng bãi tràn cần được thiết kế theo điều kiện xói bất lợi nhất có thể xảy ra trong suốt tuổi thọ công trình. Nếu sự dịch chuyển ngang của dòng chảy có thể làm lộ ra móng nông hoặc mố cầu, thì chúng cần được thiết kế theo cùng điều kiện xói như đối với móng nằm trong dòng chính.

Xói có thể làm suy yếu móng nông hoặc cuốn trôi một phần lớp đất phủ phía trên đến mức đủ để làm phân bố lại nội lực móng, gây chuyển vị móng và tạo ra các ứng suất bất lợi trong các bộ phận kết cấu. Bảng 6-1 đưa ra các hướng dẫn chung cho thiết kế móng nông. Một trong những nguy cơ khi đặt công trình trong sông hoặc lòng dẫn là khả năng xói xung quanh móng. Đối với công trình mới, móng cần được thiết kế đủ sâu để không cần biện pháp bảo vệ chống xói (Richardson & Davis, 1995). Hệ móng sâu có thể phù hợp hơn xét theo khía cạnh khả năng thi công và/hoặc chi phí.

6.2.2 Các xem xét thiết kế về xói đối với móng nông

Richardson & Davis (1995) đưa ra hướng dẫn sau đây về các xem xét thiết kế chống xói cho móng nông đỡ cầu tại các vị trí vượt sông, suối.

a. Spread Footings trên đất

• Bảo đảm rằng đỉnh móng nằm thấp hơn tổng của độ hạ thấp dài hạn của lòng dẫn, xói do thu hẹp và sự dịch chuyển ngang của lòng dẫn (không kể xói cục bộ).
• Đặt đáy móng thấp hơn đường xói tổng cộng.
• Đỉnh móng có thể đóng vai trò như một bộ phận ngăn chặn xói cục bộ.

b. Spread Footings trên đá có khả năng chống xói cao

Đặt đáy móng trực tiếp lên bề mặt đá đã được làm sạch đối với các khối đá lớn (như granite) có khả năng chống xói cao. Tránh chiều sâu ngàm nhỏ (keying) vì việc nổ mìn để tạo ngàm thường làm hư hại cấu trúc đá bên dưới móng và khiến móng dễ bị xói hơn. Việc tạo ngàm vào đá mềm hơn hoặc vào các khối IGM có thể thực hiện được bằng các thiết bị đào khí nén và thủy lực mà không làm suy giảm chất lượng của các lớp vật liệu chịu lực bên dưới. Nếu spread footing đặt trên bề mặt đá cứng khối lớn cần có sự khống chế ngang, thì phải khoan và phụt vữa các thanh neo thép vào khối đá bên dưới cao độ đáy móng.

c. Spread Footings trên đá dễ xói hoặc IGM

Các khối đá phong hóa hoặc các thành tạo đá khác có khả năng dễ bị xói cần được đánh giá cẩn thận về nguy cơ xói. Cần tham khảo ý kiến của kỹ sư địa chất quen thuộc với địa chất khu vực để xác định nên sử dụng các tiêu chí của đá, đất hay tiêu chí khác nhằm tính toán khả năng đỡ của móng spread footing. Việc quyết định này cần dựa trên phân tích các mẫu lõi đá nguyên dạng, bao gồm đánh giá chất lượng đá, địa chất khu vực, cũng như số liệu thủy lực và tuổi thọ dự kiến của công trình. Một yếu tố quan trọng cần xem xét có thể là sự tồn tại của một lớp đá tốt nằm bên dưới một vùng phong hóa mỏng. Đối với các lớp đá phong hóa dày, cần ước tính chiều sâu xói tiềm tàng và đặt đáy móng thấp hơn độ sâu đó. Việc đào vào đá phong hóa phải được thực hiện hết sức cẩn thận. Nếu cần nổ mìn, nên dùng các lượng nổ nhỏ, bố trí sít nhau để giảm thiểu hiện tượng phá vỡ vượt phạm vi đào bên dưới cao độ đáy móng. Các mảnh đá rời phải được loại bỏ, và vùng đào cần được lấp đầy bằng bê tông sạch. Trong mọi trường hợp, đợt đổ bê tông móng cuối cùng cần được thực hiện sao cho bê tông tiếp xúc với các mặt bên của hố đào trên toàn bộ chiều dày thiết kế của móng, nhằm giảm thiểu nước xâm nhập xuống dưới cao độ đáy móng. Hướng dẫn về khả năng bị xói của các thành tạo đá được trình bày trong bản ghi nhớ của FHWA, “Scourability of Rock Formations”, đề ngày 19 tháng 7 năm 1991.

(bản ghi nhớ Scourability of Rock Formations)

Tài liệu đó có trên trang chính thức của FHWA dưới dạng memorandum lưu trữ với tên “Scourability of Rock Formations”, ngày 19/07/1991. Trang “Bridge Scour” của FHWA cũng liệt kê nó trong mục Archived Documents. (fhwa.dot.gov)

Lưu ý là trên chính trang FHWA, tài liệu này được ghi là đã hủy/canceled, và FHWA dẫn người đọc sang HEC 18, Chapter 4, Section 4.6 để xem hướng dẫn hiện hành. (fhwa.dot.gov)

Quy định kỹ thuật AASHTO yêu cầu móng của các trụ cầu trong sông và mỗi mố cầu phải được đặt thấp hơn đáy suối ít nhất 1.8 m (6 ft). Đối với các công trình hiện hữu được xác định là nhạy cảm với xói, thường phải áp dụng các biện pháp đối phó xói để bảo vệ móng khỏi những điều kiện xói chưa được nhận diện tại thời điểm thiết kế.

Có bốn nhóm biện pháp bảo vệ chống xói chính:

• Gia cố bảo vệ cục bộ
• Chỉnh trị sông
• Cải tạo/sửa đổi kết cấu móng
• Quan trắc

Các kỹ thuật gia cố bảo vệ cục bộ bao gồm:

• Lớp đá đổ bảo vệ (rock riprap)
• Rọ đá và thảm đá
• Các khối bê tông đúc sẵn
• Đá đổ chít vữa

Phần trình bày về các hệ thống bảo vệ khác, bao gồm lớp phủ mái dốc bằng bê tông, vải chít vữa, bao cát/xi măng và đất/xi măng, cùng với chuyên khảo đầy đủ về công nghệ hiện hành đối với hiện tượng mất ổn định sông suối và các biện pháp đối phó xói cầu, được cung cấp trong HEC 23 (Lagasse và nnk., 2001b).

6.2.3 Độ sâu đóng băng

Móng đặt trong nền đất đóng băng theo mùa hoặc đóng băng vĩnh cửu phải được chôn sâu xuống dưới độ sâu xâm nhập của băng giá (độ sâu băng giá) để bảo đảm khả năng bảo vệ đầy đủ trước tác động của băng giá. Điều này nhằm ngăn hiện tượng móng bị trồi lên do đất nền tăng thể tích khi đóng băng và/hoặc ngăn hiện tượng lún do mất sức kháng cắt và độ cứng khi tan băng.

Nói chung, để xảy ra tác động băng giá, phải đồng thời có các điều kiện sau:

• Có đất nhạy cảm với băng giá
• Có nguồn nước
• Có điều kiện đóng băng

Đất hạt mịn có lực dính thấp thường nhạy cảm với băng giá hơn. Đất bụi chứa tỷ lệ lớn các hạt nhỏ hơn sàng tiêu chuẩn Hoa Kỳ số 200 thường có hệ thống lỗ rỗng và khe nứt thúc đẩy sự xâm nhập của băng giá. Các loại đất thường dễ bị ảnh hưởng bởi băng giá bao gồm đất bụi (ML, MH), cát bụi (SM) và đất sét dẻo thấp (CL/CL-ML). Ở những vùng mà đất bị đóng băng trong mùa đông, các thấu kính băng thường hình thành trong lớp đất hạt mịn và tạo thành một chuỗi các lớp đất đóng băng và băng. Nếu có nguồn nước ở pha lỏng, như mực nước ngầm hiện hữu dưới độ sâu băng giá, nước sẽ bị hút lên các thấu kính băng này nhờ hiện tượng mao dẫn và lực hút do băng giá, từ đó tạo ra hiện tượng trồi bề mặt. Ngoài ra, mức độ nhiệt độ không khí và thời gian nhiệt độ xuống dưới mức đóng băng cũng ảnh hưởng đến độ sâu xâm nhập của băng giá. Công binh Lục quân Hoa Kỳ đã đề xuất mối quan hệ giữa độ sâu xâm nhập băng giá và chỉ số đóng băng. “Chỉ số đóng băng” là tích số của số ngày nhiệt độ xuống dưới mức đóng băng và số độ trung bình dưới mức đóng băng trong mùa đông. Tham khảo Technical Manual TM 5-852-6 của Công binh Lục quân Hoa Kỳ (U.S. Army Corps of Engineers, 1988) để biết các phương pháp tính xác định độ sâu băng giá trong đất.

Móng cần được đặt thấp hơn độ sâu xâm nhập băng giá lớn nhất để giảm thiểu khả năng xuất hiện chuyển vị do chu kỳ đóng băng-tan băng. Độ sâu xâm nhập băng giá lớn nhất thường được xác định từ kinh nghiệm địa phương hoặc từ các bản đồ đã công bố. Không nên sử dụng các bản đồ khái quát hóa cho phạm vi vùng rộng. Cần tham khảo quy chuẩn xây dựng địa phương, chính sách thiết kế của cơ quan quản lý và kinh nghiệm thực tế để chọn các giá trị thiết kế phù hợp.

Nội dung thảo luận về các xem xét đặc biệt đối với móng trong các vùng đất đóng băng vĩnh cửu (vùng permafrost) nằm ngoài phạm vi của tài liệu này. Người đọc được dẫn chiếu đến Canadian Foundation Engineering Manual (1985) để tham khảo các nguyên lý và thực hành chuyên biệt cần thiết cho các vùng đất đóng băng vĩnh cửu.

6.2.4 Đất trương nở và đất sụt lún

Cả đất trương nở và đất dễ sụt lún đều chỉ xuất hiện theo từng vùng. Cả hai loại đất này đều không thích hợp để đỡ móng nông nếu không có một số biện pháp giảm thiểu nhằm hạn chế sự thay đổi thể tích lớn của đất do biến đổi độ ẩm. Vì móng sâu thường được sử dụng để đỡ cầu trong cả hai loại đất này, nên tài liệu này không đề cập đến hướng dẫn xử lý nền cho phép sử dụng móng nông để đỡ cầu.

Đất sét trương nở sẽ tăng thể tích khi độ ẩm tăng lên. Mức độ thay đổi thể tích có thể gây hư hại nghiêm trọng cho công trình. Nói chung, móng sâu được ưu tiên sử dụng để đỡ cầu trong khu vực có đất trương nở, trừ khi khả năng thay đổi thể tích có thể được giảm thiểu. Biện pháp phổ biến và hiệu quả nhất để giảm thế trương nở là đào bỏ và thay thế đất trương nở bằng lượng vật liệu không trương nở đủ để chống lại thế trương nở. Biện pháp này thường chỉ khả thi khi có sẵn nguồn vật liệu không trương nở ở gần. Đối với thiết kế nền đắp đường dẫn và mố cầu, cũng cần xem xét thế trương nở trong tải trọng thi công của cả hai hạng mục. Shallow Foundations Workshop Reference Manual (Munfakh và nnk., 2000) cung cấp các quy trình thí nghiệm trong phòng để xác định thế trương nở và phân tích kết quả.

Đất dễ sụt lún, khi khô, có thể đỡ được các tải trọng tương đối lớn. Tuy nhiên, sau khi bị thấm ướt do tải trọng tác dụng, đất có thể bị giảm thể tích rất mạnh. Điều quan trọng nhất là phải nhận diện được thế sụt lún của đất nền tại vị trí cầu. Do khó khăn trong việc lấy được mẫu nguyên dạng của các loại vật liệu này, công tác thăm dò và thí nghiệm riêng lẻ có thể không nhận diện được thế sụt lún. Vì vậy, kinh nghiệm địa phương và việc xem xét bản đồ địa chất là rất cần thiết để nhận diện các tầng đất dễ sụt lún.

6.2.5 Các xem xét về thoát nước

Khi móng nông đỡ tường thân mố, và có sự chênh lệch cao độ đất đắp phía sau ở hai bên mố làm xuất hiện áp lực đất ngang mất cân bằng, thì móng và thân mố kết hợp với nhau để làm việc như một kết cấu tường chắn. Đây là cấu hình điển hình của mố cầu. Cũng như đối với hầu hết các kết cấu tường chắn khác, vật liệu được kết cấu giữ lại cần được thoát nước sao cho áp lực thủy tĩnh không đồng thời tác dụng lên mố.

Mố cầu là những kết cấu quan trọng thực hiện nhiều chức năng. Các chi tiết thoát nước, bao gồm lỗ thoát nước và ống thoát nước đục lỗ, là một phần thiết yếu cần được đưa vào bản vẽ và chỉ dẫn kỹ thuật. Hầu hết các cơ quan quản lý đường bộ đều sử dụng các chi tiết và chỉ dẫn kỹ thuật tiêu chuẩn để bảo đảm khả năng thoát nước đầy đủ phía sau mố cầu.

Phần trình bày chi tiết hơn về các yêu cầu thoát nước và chi tiết thi công cho mố cầu và tường chắn được nêu trong Chương 9.

6.2.6 Các xem xét địa chấn và ổn định động

Các nguy cơ địa chấn cần được đánh giá như một phần của quá trình lựa chọn loại móng. Móng nông dễ chịu chuyển vị quá mức hoặc bị hư hại nếu đất nền chịu tác động bị hóa lỏng hoặc lan truyền ngang do động đất. GEC No. 3, Geotechnical Earthquake Engineering for Highways (Kavazanjian và nnk., 1997), đưa ra hướng dẫn đánh giá nguy cơ địa chấn tại vị trí công trình, bao gồm đánh giá khả năng hóa lỏng và lan truyền ngang. Nói chung, móng nông sẽ không phải là lựa chọn thích hợp để đỡ trụ nếu tồn tại khả năng hóa lỏng phát triển dưới trận động đất thiết kế, trừ khi khả năng hóa lỏng được giảm thiểu bằng biện pháp cải tạo nền. Tham khảo Munfakh và nnk. (2000) để biết phần thảo luận về các kỹ thuật thiết kế và thi công nhằm cải thiện điều kiện nền kém và cho phép sử dụng spread footing.

Nếu tại vị trí công trình không dự kiến xảy ra hóa lỏng và lan truyền ngang, thì móng nông có thể là một lựa chọn phù hợp và hiệu quả về chi phí để đỡ cầu, với điều kiện móng được thiết kế đủ khả năng chống lại các điều kiện tải trọng địa chấn thích hợp của sự kiện thiết kế. Tối thiểu, việc kiểm tra thiết kế kháng chấn cần bao gồm các nội dung sau (ngoài ra có thể cần thêm các nội dung khác):

• Thiết kế đối với tải trọng địa chấn tác dụng qua cột hoặc tường thân mố truyền xuống móng. Cần sử dụng hệ số an toàn tối thiểu từ khoảng 1.0 đến 1.15 để kiểm tra chống phá hoại sức chịu tải hoặc phá hoại trượt của móng.
• AASHTO (1996) cho phép độ lệch tâm do tải trọng địa chấn nằm trong hai phần ba (2/3) giữa của móng, với giả thiết phân bố hình thang của áp lực đất (xem Mục 6.4). Tuy nhiên, phân bố áp lực đất tương đương hình chữ nhật được khuyến nghị để xác định kích thước móng trong tài liệu GEC này; do đó, khi sử dụng phân bố áp lực hình chữ nhật, độ lệch tâm địa chấn nên được giữ trong một nửa giữa của móng.
• Lưu ý rằng tải trọng địa chấn tác dụng theo các hướng ngược nhau tại các thời điểm khác nhau trong trận động đất. Cần kiểm tra ổn định (lật và trượt), cũng như sức chịu tải, bằng cách áp dụng tải trọng theo hướng tạo ra điều kiện nguy hiểm nhất. Cần kiểm tra xem móng có bị nhổ lên hay không. Có thể cần dùng móng sâu để chống lại lực nhổ.
• Thiết kế đối với áp lực đất ngang do động đất có thể tác dụng lên móng. Việc này thường được thực hiện bằng các phương trình Mononobe–Okabe như mô tả trong AASHTO (1996, 1998).
• Kiểm tra ổn định tổng thể của bất kỳ mái dốc nào đỡ móng, hoặc được móng đỡ, bằng cách đưa hệ số động đất vào phương pháp chia lát hoặc phương pháp khác dùng để tính hệ số an toàn của mái dốc. Nói chung, hệ số an toàn tính toán của mái dốc nên lớn hơn 1.0 khi hệ số động đất ngang áp dụng bằng một nửa gia tốc nền cực đại (Hynes-Griffin & Franklin, 1984).

6.3 Tải trọng

Việc tính toán các tải trọng tác dụng lên móng nông được trình bày trong AASHTO (1996, 1998). Nhiều nhóm tải trọng bao quát các điều kiện tải trọng có thể xảy ra và cũng xét đến các yêu cầu tải trọng đặc biệt của các kết cấu không thông dụng, chẳng hạn như cầu nhịp dài. Tóm tắt các trường hợp tải trọng và các điều kiện kiểm tra tương ứng được nêu trong Bảng 6-2.

(tải trọng theo AASHTO LRFD)

Trong AASHTO LRFD mới, tải trọng tác dụng không còn nằm gọn trong một mục duy nhất như cách trích AASHTO (1996, 1998) nữa. Nó được tách ra thành 2 chỗ chính:

1. Section 3 – Loads and Load Factors
Chỗ gốc để tra tổ hợp tải và hệ số tải là Article 3.4.1 và Table 3.4.1-1. Đây là phần thay cho cách dùng “load groups” trong hệ cũ. (store.transportation.org)

2. Section 10 – Foundations
Đối với spread footings, tra ở Section 10.6 – Spread Footings. Trong đó, mục gần nhất với câu bạn hỏi là:

• 10.6.2.3 – Loads
  và các kiểm tra đi kèm nằm ở:
• 10.6.2 – Service Limit State Design
• 10.6.3 – Strength Limit State Design
• 10.6.4 – Extreme Event Limit State Design. (store.transportation.org)

Nói ngắn gọn:

• Tra tải trọng/tổ hợp tải → Section 3.4.1 / Table 3.4.1-1
• Tra áp dụng riêng cho spread footing → Section 10.6, đặc biệt 10.6.2.3 Loads (store.transportation.org)

Người thiết kế cần lưu ý rằng một điều kiện tải trọng không được quy định trong tiêu chuẩn vẫn có thể thực sự chi phối thiết kế móng. Ví dụ, trình tự và phương pháp thi công cần được xem xét khi đánh giá trường hợp tải trọng tới hạn đối với móng nông. Nếu một mố cầu được đắp đất phía sau hoàn toàn trước khi tải trọng của kết cấu phần trên được truyền xuống, thì tải trọng gây lật do khối đất đắp phía sau có thể là điều kiện tải trọng bất lợi nhất mà móng phải chống chịu.

Bảng 6-2: Nhóm tổ hợp tải ở trạng thái sử dụng (SERVICE LOAD)

Nhóm tải trọng	Mô tả
Các nhóm I đến III kiểm tra kết cấu mà không xét đến biến dạng dài hạn do từ biến, co ngót, rút ngắn hoặc chuyển vị nhiệt.
I	Tổ hợp tải trọng với xe thông thường đi trên cầu, không có gió.
IA	Tổ hợp tải trọng với xe nhỏ hơn xe H20 đi trên cầu, không có gió.
IB	Tổ hợp tải trọng với xe được cấp phép đi trên cầu, không có gió.
II	Tổ hợp tải trọng với gió lớn nhất, không có xe.
III	Tổ hợp tải trọng với xe thông thường đi trên cầu, có gió.
Các nhóm IV đến VI kiểm tra kết cấu có xét đến biến dạng dài hạn.
IV	Tổ hợp tải trọng với xe thông thường đi trên cầu, không có gió, và có xét đến co ngót dài hạn, rút ngắn và chuyển vị nhiệt.
V	Tổ hợp tải trọng với gió lớn nhất, không có xe, và có xét đến co ngót dài hạn, rút ngắn và chuyển vị nhiệt.
VI	Tổ hợp tải trọng với xe thông thường đi trên cầu, có gió, và có xét đến co ngót dài hạn, rút ngắn và chuyển vị nhiệt.
Nhóm VII dùng cho tải trọng địa chấn.
VII	Tổ hợp tải trọng cho tải trọng địa chấn.
Các nhóm VIII và IX kiểm tra kết cấu đối với tải trọng băng tác dụng lên trụ.
VIII	Tổ hợp tải trọng với xe thông thường đi trên cầu, không có gió, và có băng tác dụng lên cầu.
IX	Tổ hợp tải trọng với gió lớn nhất và băng, không có xe.
Nhóm X dùng cho thiết kế cống; các nhóm tải trọng khác không áp dụng cho cống.
X	Tổ hợp tải trọng cho cống với xe thông thường đi qua cống.

6.3.1 Tải trọng thẳng đứng và áp lực tại đáy móng

Các tải trọng thẳng đứng cần được tính toán theo tiêu chuẩn thiết kế được chọn làm cơ sở thiết kế cho dự án. Việc tính toán các tải trọng ít xuất hiện, chẳng hạn như tải trọng địa chấn, cần xét đến phạm vi biến đổi có thể có của điều kiện đất nền và nước dưới đất tồn tại bên dưới và xung quanh móng trong suốt tuổi thọ công trình. Điều quan trọng là phải bảo đảm công trình sẽ làm việc tốt trong toàn bộ dải điều kiện dự kiến có thể xảy ra, có xét đến khả năng xuất hiện của các yếu tố sau:

• Sự biến động theo mùa của mực nước dưới đất
• Sự thay đổi chiều dày lớp đất phủ phía trên móng do xói hoặc đào đất
• Sự gia tăng tải trọng do thay đổi tải trọng cho phép hoặc do bổ sung các lớp phủ tăng cường
• Các giai đoạn thi công trung gian hoặc tải trọng thiết bị có thể vượt quá hoạt tải thiết kế

Mục 5.2.2 trình bày các khái niệm về áp lực đáy móng toàn phần và áp lực đáy móng thuần. Một vấn đề cần xem xét thêm liên quan đến khái niệm áp lực đáy móng thuần là việc tính toán tải trọng do trọng lượng bản thân của móng và khối đất đắp phía trên móng gây ra.

Xét một móng được thi công trong hố đào nằm dưới mặt đất hiện hữu, sau đó được lấp lại. Phần gia tăng ứng suất mà đất bên dưới cao độ đặt móng phải chịu sẽ là phần gia tăng thuần do sự thay đổi trọng lượng thể tích của vật liệu thay thế ở phía trên. Thông thường, phần gia tăng này chỉ do chính bê tông của móng gây ra, trừ khi phần đất đào lên để thi công móng được thay thế bằng một vật liệu đắp chọn lọc theo quy định. Vì bê tông có trọng lượng thể tích lớn hơn đất mà nó thay thế, nên sẽ có một sự gia tăng nhỏ của áp lực dưới móng. Đối với phần lớn các ứng dụng, kể cả móng cầu, ảnh hưởng này thường nhỏ hơn 1 đến 2 phần trăm tải trọng do cột truyền xuống, nên thường được bỏ qua.

Ngược lại, xét ảnh hưởng của một móng bè (mat foundation) được thi công ở độ sâu khá lớn dưới mặt đất hiện hữu. Trong trường hợp này, lượng đất đào bỏ trong quá trình thi công phần lớn được thay thế bằng không khí, nên có thể xảy ra sự giảm thuần của áp lực chỉ do trọng lượng bản thân của móng nông và do không có đất đắp lại.

Việc quyết định xét đến hay bỏ qua ảnh hưởng của trọng lượng bản thân móng và khối đất đắp phía trên móng cần được đánh giá theo từng trường hợp cụ thể, có xét đến các ảnh hưởng sau đây của sự gia tăng áp lực đối với các điều kiện thiết kế được kiểm tra khi xác định kích thước móng:

• Áp lực đáy móng tăng lên, do đó hệ số an toàn đối với sức chịu tải sẽ giảm, và độ lún cũng có thể tăng lên. Đây đều là các ảnh hưởng bất lợi. Nếu ảnh hưởng của trọng lượng bản thân lớn hơn 1 hoặc 2 phần trăm tải trọng tác dụng từ cột hoặc từ kết cấu, thì cần đưa phần trọng lượng này vào khi xác định kích thước móng.
• Ảnh hưởng của sự gia tăng áp lực thuần đối với độ lệch tâm (lật) hoặc trượt của móng sẽ là làm ổn định móng hơn. Vì vậy, về mặt an toàn, có thể bỏ qua phần gia tăng này khi tính hệ số an toàn chống lật (độ lệch tâm) hoặc chống trượt.

Móng bè (mat foundation) đặt dưới mặt đất hiện hữu và không có đất đắp lại sẽ có các ảnh hưởng theo chiều ngược lại.

6.3.2 Tải trọng và áp lực ngang

Sự truyền lực cắt do cột tác dụng có thể tạo ra tải trọng ngang lên móng nông. Việc tính toán các tải trọng này cần được thực hiện theo mục thích hợp của AASHTO hoặc theo tiêu chuẩn thiết kế được chọn. Đối với các mố cầu giữ đất đắp, cũng phải tính toán áp lực đất ngang và các tải trọng thiết kế liên quan để xác định kích thước và thiết kế móng.

Áp lực đất ngang được xác định dựa trên đặc trưng của vật liệu đắp phía sau mố. Các trạng thái ứng suất khác nhau cần được xét đến gồm chủ động, tĩnh tại, bị động và địa chấn. Việc tính toán áp lực đất do địa chấn không được trình bày ở đây. Người đọc được dẫn chiếu đến GEC No. 3, Geotechnical Earthquake Engineering for Highways (Kavazanjian và nnk., 1997) để tham khảo hướng dẫn thiết kế về tính toán áp lực đất ngang do tải trọng địa chấn. Ngoài ra, cũng cần xác định phân bố áp lực đất do hoạt tải chất xe. Đối với các trạng thái chủ động, bị động và tĩnh tại, có thể giả thiết phân bố áp lực là tam giác, với hợp lực đặt tại vị trí H/3 tính từ đáy móng. Phương trình tổng quát để tính tải trọng ngang do áp lực đất ngang là:

\begin{aligned} \end{aligned}

\[
P = \dfrac{1}{2}K\gamma’ \ H^2
\tag{6-1}
\]

trong đó:

• P = tải trọng ngang, thường được tính cho một đơn vị chiều dài của tường hoặc mố
• K = hệ số áp lực đất ngang
• γ’ = trọng lượng thể tích hữu hiệu của đất tác dụng lên tường hoặc mố
• H = chiều cao đất đắp giữ lại phía sau tường hoặc mố

Tải trọng ngang sẽ được tính toán dựa trên trạng thái áp lực đất dự kiến phát triển phía sau tường hoặc mố, tức là chủ động, tĩnh tại hoặc bị động. Các tải trọng và các hệ số áp lực đất ngang thường được ký hiệu với chỉ số dưới “a”, “o” hoặc “p”, tương ứng để chỉ áp lực đất chủ động, áp lực đất tĩnh tại hoặc áp lực đất bị động được tính toán.

6.3.2.1 Phân bố áp lực chủ động

Phân bố áp lực được xác định bằng các phép tính dựa trên lý thuyết Coulomb. Hệ số áp lực chủ động, \(K_a\), được tính theo Phương trình 6-2. Đây là trường hợp tổng quát của lý thuyết áp lực đất ngang Coulomb. Công thức này không xét đến tải trọng phủ thêm (surcharge load) hoặc tải trọng động đất.

\[
K_a=
\dfrac{\cos^2(\phi’ – \theta)}
{\cos^2\theta \ \cos(\theta+\delta)\left[1+\sqrt{\dfrac{\sin(\phi’+\delta)\sin(\phi’-\beta)}{\cos(\theta+\delta)\cos(\theta-\beta)}}\right]^2}
\tag{6-2}
\]

trong đó:

• \(K_a\) = hệ số áp lực đất chủ động
• \(\delta\) = góc ma sát tại mặt tiếp xúc giữa tường và đất đắp sau tường
• \(\beta\) = góc dốc của mặt đất đắp phía sau tường so với phương ngang \((\beta = 0^\circ\) đối với đất đắp nằm ngang)
• \(\theta\) = góc nghiêng của mặt lưng tường \((\theta = 0^\circ\) đối với mặt tường thẳng đứng)
• \(\phi’\) = góc ma sát trong hữu hiệu của đất

Mình chỉnh lại cho tự nhiên và sát văn cảnh tường chắn hơn như sau:

Hình 6-2 minh họa các tham số này.

Đối với trường hợp tường thẳng đứng (không nghiêng) và khi mặt đất ở phía sau và phía trước tường đều nằm ngang, hệ số áp lực chủ động có thể được tính theo công thức Rankine đơn giản hơn:

\[
K_a=\tan^2\left(45^\circ-\dfrac{\phi’}{2}\right)\tag{6-3}
\]

trong đó:

• \(K_a\) = hệ số áp lực đất chủ động
• \(\phi’\) = góc ma sát trong hữu hiệu của đất

Công thức Rankine giả thiết không có ma sát giữa tường và đất đắp sau tường. Lưu ý rằng Phương trình 6-3 không xét đến tải trọng chất thêm hoặc tải trọng động đất.

6.3.2.2 Phân bố áp lực tại trạng thái nghỉ (tĩnh At-Rest)

Hệ số áp lực tại trạng thái nghỉ có thể được xác định theo phương trình sau, do Mayne và Kulhawy (1982) phát triển:

\[
K_o=(1-\sin \phi’) \ (OCR)^{\sin(\phi’)} \tag{6-4}
\]

trong đó:

• \(K_o\) = hệ số áp lực tại trạng thái nghỉ
• \(\phi’\) = góc ma sát trong hữu hiệu của đất
• \(OCR\) = tỷ số quá cố kết (tiền cố kết) (xem Mục 5.3.3)

Một số cơ quan thiết kế tường mố theo áp lực đất tại trạng thái nghỉ. Tuy nhiên, nếu tường được phép xoay sao cho chuyển vị tại đỉnh mố bằng khoảng 0,2 phần trăm chiều cao tường (tức là 0.002H), thì có thể giả định rằng áp lực đất chủ động sẽ hình thành.

6.3.2.3 Phân bố áp lực bị động

Phân bố áp lực bị động cần được xác định đối với các trường hợp mố đặc biệt. Áp lực bị động ở phía trước mố thường được bỏ qua do cần có chuyển vị ngang lớn để huy động hoàn toàn áp lực đất ngang bị động, đồng thời còn có khả năng đất đắp bị đầm nén kém hoặc bị đào bỏ về sau. Hệ số áp lực đất bị động có thể được tính theo lý thuyết áp lực đất Coulomb hoặc ước tính từ các biểu đồ như Hình 5.5.2C và 5.5.2D trong AASHTO “Standard Specifications” (1996).

6.3.2.4 Phương pháp chất lỏng tương đương

AASHTO “Standard Specifications” (1996) quy định rằng các kết cấu chịu tải do áp lực đất ngang không được thiết kế với trọng lượng riêng chất lỏng tương đương nhỏ hơn 4.8 kN/m³ (30 pounds per cubic foot). Nếu các phương pháp nêu trên cho giá trị áp lực nhỏ hơn giá trị tương ứng với trọng lượng riêng chất lỏng tương đương này, thì áp lực chất lỏng tương đương phải được dùng làm giá trị tối thiểu. Lưu ý rằng các áp lực đất này chỉ áp dụng cho tường cantilever
trọng lực và bán trọng lực.

6.3.2.5 Tải trọng chất thêm do hoạt tải

Nếu hoạt tải (xe cộ) có thể xuất hiện trong phạm vi khoảng cách ngang phía sau đỉnh tường hoặc tường mố bằng một nửa chiều cao tường (đo từ gót móng), thì tải trọng ngang dùng trong thiết kế phải được tăng thêm để xét đến phần áp lực đất ngang bổ sung sẽ tác dụng lên tường.

Tải trọng chất thêm do hoạt tải được ước tính như một tải trọng đất tương đương phía sau tường hoặc mố. Tuy nhiên, nếu có bản quá độ, thì hoạt tải được truyền lên gờ đỡ trên tường sau mố. Chiều cao đất tương đương dùng để tính tải trọng chất thêm do hoạt tải là 0.6 m (2 ft). Trọng lượng riêng của lớp đất tưởng tượng này thường được lấy bằng 19.6 kN/m³ (125 pcf). Phân bố áp lực do chiều cao đất tương đương này là đều dọc theo mặt sau của tường, và hợp lực tác dụng tại vị trí giữa chiều cao tính từ đáy tường. Khi đó, tải trọng ngang do tải trọng chất thêm của hoạt tải được tính như sau:

\[
P_{LS}=K \ \gamma’ \ h_{eq} \ H \tag{6-5}
\]

trong đó:

• \(P_{LS}\) = tải trọng ngang do tải trọng chất thêm của hoạt tải, có đơn vị là lực trên một đơn vị chiều dài tường
• \(K\) = hệ số áp lực đất ngang, có thể là hệ số tại trạng thái nghỉ (K_o) hoặc hệ số chủ động (K_a)
• \(\gamma’\) = trọng lượng riêng hữu hiệu của đất tác dụng lên tường hoặc mố
• \(h_{eq}\) = chiều cao đất chất thêm tương đương biểu thị hoạt tải ((0.6\ \text{m}))
• \(H\) = chiều cao đất đắp giữ lại phía sau tường hoặc mố

Cấu hình tải trọng tổng quát đối với áp lực đất ngang tác dụng lên tường hoặc mố được thể hiện ở Hình 6-3.

6.4 Xác định kích thước móng

Sau khi đã tính toán xong toàn bộ tải trọng tác dụng lên móng, móng phải được xác định kích thước sao cho:

• Móng ổn định dưới tác dụng của tải trọng đặt lệch tâm (tức là móng không bị lật) và không xuất hiện ứng suất âm dưới đáy móng (đất không thể truyền ứng suất kéo). Nội dung này được xác định bằng cách tính kích thước hữu hiệu của móng (Mục 6.4.1).
• Áp lực lớn nhất tác dụng tại đáy móng nhỏ hơn sức chịu tải cho phép, có xét đến khả năng xảy ra phá hoại do cắt và độ lún. Nội dung này được xác định bằng cách sử dụng diện tích hữu hiệu của móng tính theo Mục 6.4.1 và so sánh với sức chịu tải cho phép đã tính toán (Mục 6.4.2).
• Móng không bị trượt do tải trọng ngang (Mục 6.4.3).

6.4.1 Kích thước hữu hiệu của móng và ổn định chống lật

Tải trọng lệch tâm xảy ra khi một móng chịu tác dụng đồng thời của tải trọng thẳng đứng và mô men, hoặc các mô men sinh ra do tải trọng cắt truyền xuống móng. Mố cầu và móng tường chắn là những ví dụ về móng chịu dạng điều kiện tải trọng này. Mô men cũng có thể tác dụng lên móng cột phía trong do kết cấu phần trên bố trí xiên chéo, tải trọng va đập từ tàu thuyền hoặc băng, tải trọng động đất, hoặc tải trọng trong bất kỳ dạng khung liên tục nào. Ảnh hưởng của tải trọng lệch tâm là làm phân bố tải trọng lên một vùng nhỏ hơn toàn bộ diện tích móng. Việc hiệu chỉnh độ lệch tâm thường được thực hiện bằng cách giảm chiều rộng (\(B_f\)) và chiều dài (\(L_f\)) sao cho:

\[B’_f = B_f – 2e_B\tag{6-6}\]

\[L’_f = L_f – 2e_L\tag{6-7}\]

Trong các phương trình này, \(e_B\) và \(e_L\) là các độ lệch tâm (Hình 6-4) theo các phương \(B_f\) và \(L_f\), tương ứng, và được tính bằng cách chia mô men tác dụng cho tải trọng thẳng đứng tác dụng. Cần lưu ý rằng phải duy trì quy ước dấu và các hướng tọa độ một cách nhất quán. Các kích thước móng đã giảm \(B’_f\) và \(L’_f\) được gọi là các kích thước hữu hiệu của móng. Khi tải trọng lệch tâm xảy ra theo cả hai phương, áp lực đáy móng được giả thiết tác dụng trên một diện tích giả định (A’) của móng (AASHTO, 1998):

\[A’ = B’_f L’_f\tag{6-8}\]

Lưu ý rằng khái niệm về kích thước hữu hiệu và diện tích hữu hiệu của móng là một phép gần đúng được đưa ra để xét đến tải trọng lệch tâm, và không phản ánh phân bố ứng suất thực tế bên dưới móng chịu tải trọng lệch tâm. Thiết kế kết cấu của móng được thực hiện với giả thiết phân bố ứng suất hình thang hoặc hình tam giác, là cách mô hình hóa bảo thủ hơn đối với phân bố ứng suất dưới móng chịu tải lệch tâm, như mô tả trong Mục 6.6. So sánh giữa hai dạng phân bố tải trọng này được trình bày trong Hình 6-5.

Móng đặt trên đất phải được thiết kế sao cho độ lệch tâm theo bất kỳ phương nào (\(e_B\) hoặc \(e_L\)) nhỏ hơn một phần sáu (1/6) kích thước móng (thực) theo cùng phương đó, nhằm bảo đảm không xuất hiện áp lực tiếp xúc bằng không dưới đáy móng (AASHTO, 1996). Đối với móng đặt trên đá, độ lệch tâm phải nhỏ hơn một phần tư (1/4) kích thước móng (thực). Nếu độ lệch tâm không vượt quá các giới hạn này thì không cần thực hiện tính toán riêng về ổn định chống lật.

6.4.2 Áp lực đáy móng cho phép

Sử dụng các quy trình trong Mục 5.2 và 5.3, cần tính sức chịu tải cho phép sao cho bảo đảm hệ số an toàn tối thiểu bằng 3.0 đối với phá hoại sức chịu tải do cắt, đồng thời giới hạn độ lún của móng trong phạm vi cho phép. Thông thường, cách trình bày thuận tiện là biểu diễn sức chịu tải cho phép dưới dạng một khoảng áp lực đáy móng theo hàm của bề rộng móng (hữu hiệu). Ngoài ra, cũng có thể tính toán và lập bảng độ lún tương ứng với nhiều giá trị ứng suất tác dụng và bề rộng móng khác nhau.

Một thiết kế móng chấp nhận được có thể đạt được bằng cách xác định kích thước móng sao cho áp lực đáy móng tác dụng trên diện tích móng hữu hiệu A’, với giả thiết phân bố áp lực hình chữ nhật, nhỏ hơn áp lực đáy móng cho phép được tính theo các quy trình trong Chương 5. Vì phân bố áp lực được giả thiết là đều, nên \(B_f\) trong Phương trình 5-14 có thể được thay bằng \(B’_f\).

6.4.3 Trượt

Các tải trọng tác dụng theo phương ngang lên móng cần được so sánh với sức kháng trượt cho phép được tính theo các quy trình trong Mục 5.4. Nếu hệ số an toàn tính được nhỏ hơn 1.5 thì phải tăng bề rộng móng. Cũng có thể xem xét bổ sung gờ chống trượt (key), nhưng cần lưu ý đến các hạn chế trong thi công gờ và hiệu quả làm việc của nó như đã nêu trong Mục 5.4.

6.5 Thiết kế móng nông cho các tải trọng tức thời hiếm gặp

Thiết kế cầu có thể cần xét đến các điều kiện tải trọng rất hiếm khi, nếu không muốn nói là hầu như không xảy ra, trong suốt tuổi thọ công trình. Một số điều kiện tải trọng này có thể gây ra tải trọng lớn lên kết cấu và móng. Ví dụ về các tải trọng có thể ảnh hưởng đến thiết kế cầu gồm tải trọng băng, tải trọng gió, va tàu thuyền, và đặc biệt là tải trọng động đất. Các tải trọng lớn này có thể chi phối thiết kế và kích thước của móng.

Mục tiêu làm việc của kết cấu, và do đó của cả móng, cần được xác định trước khi thiết lập các tiêu chí thiết kế cho công trình. Có thể xem rằng sự sụp đổ kết cấu là không thể chấp nhận được, nhưng một mức độ hư hỏng kết cấu nhất định vẫn có thể chấp nhận được nếu một trong các tải trọng nhất thời này tác dụng lên công trình.

Khái niệm sức chịu tải cho phép, trong đó xét đến việc hạn chế cả phá hoại sức chịu tải do cắt và độ lún, không thích hợp để thiết kế cho các tải trọng tức thời ít xảy ra. Nếu một mức độ hư hỏng kết cấu nào đó, nhưng không dẫn đến sụp đổ, được xem là kết quả chấp nhận được khi chịu loại tải trọng này, thì không hợp lý khi thiết kế móng sao cho tổng độ lún (tức là độ lún do các tải trọng “thông thường” cộng với phần độ lún tăng thêm do tải trọng tức thời) bị khống chế, chẳng hạn chỉ ở mức 25 mm (1 in.).

Khi xét đến các tải trọng tức thời ít xảy ra, các quy định thiết kế theo tải trọng sử dụng cho phép có một mức quá ứng suất vượt trên khả năng chịu lực cho phép của một cấu kiện. Tuy nhiên, đối với đất, mức cho phép quá ứng suất từ 125 đến 150 phần trăm vẫn có nghĩa là hệ số an toàn chống sụp đổ (phá hoại sức chịu tải do cắt) ít nhất vẫn bằng 2.0. So với các vật liệu xây dựng khác, như bê tông và thép, đây vẫn là một biên độ an toàn lớn dưới loại tải trọng này. Các tiêu chuẩn thiết kế đã phát triển, và sẽ tiếp tục phát triển, theo hướng đạt được các mức độ làm việc và an toàn nhất quán. Một bước trong quá trình này là việc AASHTO áp dụng phương pháp Load and Resistance Factor Design (LRFD) (AASHTO, 1998), trong đó có các quy định để xem xét khả năng làm việc của kết cấu dưới các tải trọng điển hình, hay tải trọng sử dụng, vốn thường được khống chế bởi độ biến dạng (ví dụ: độ lún), cũng như dưới các tải trọng cường độ hoặc tải trọng sự kiện cực hạn, vốn có thể được khống chế bởi cường độ cực hạn của vật liệu (ví dụ: sức chịu tải cực hạn). Phần thảo luận thêm về phương pháp LRFD áp dụng cho móng nông được trình bày trong Phụ lục C.

6.5.1 Phân tích tương tác đất–kết cấu và độ cứng của móng nông

Một vấn đề cần xem xét thêm đối với móng nông được thiết kế để kháng các tải trọng nhất thời lớn là ảnh hưởng của tương tác đất-kết cấu. Các tải trọng được tính cho một kết cấu chịu tải trọng nhất thời lớn sẽ phụ thuộc vào cách kết cấu đáp ứng khi tải trọng được tác dụng. Đến lượt nó, đáp ứng của kết cấu lại phụ thuộc vào độ cứng của móng và của nền đất dưới móng. Việc dự báo chính xác các tải trọng sẽ phụ thuộc vào việc dự báo chính xác độ cứng của móng.

Điều mà các kỹ sư thiết kế đặc biệt quan tâm là đáp ứng của móng đối với các tải trọng ngang nhất thời, chẳng hạn như tải trọng do động đất hoặc va tàu thuyền. Đối với móng nông, độ cứng của móng vì vậy sẽ là một hàm của mô đun cắt và hệ số Poisson của đất. Ở đây không trình bày chi tiết việc đánh giá độ cứng của đất và của móng. Người đọc được dẫn chiếu đến GEC số 3: Geotechnical Earthquake Engineering for Highways (Kavazanjian và nnk., 1997) và các tài liệu khóa học cùng ví dụ thiết kế được xây dựng cho khóa Seismic Design of Bridges của National Highway Institute (Mast và nnk., 1996) để tham khảo phương pháp tính toán tải trọng tác dụng lên móng do các lực ngang nhất thời.

6.6 Thiết kế kết cấu móng

Trong thực tế, áp lực đáy móng dưới spread footing là một hàm của độ cứng của móng, cũng như tính nén lún và sức kháng của đất. Tuy nhiên, cách tiếp cận thực hành phổ biến nhất là giả thiết móng là cứng, với phân bố áp lực đáy móng tuyến tính. Khi đó, phân bố áp lực đáy móng sẽ có dạng hình thang hoặc hình tam giác, như thể hiện ở Hình 6-6. Áp lực lớn nhất và nhỏ nhất dưới móng có thể được tính theo các Phương trình từ 6-9 đến 6-13.

Với \(e_L \le \dfrac{L_f}{6} \):

\[q_{\max}=\dfrac{Q\left[1+6\left(\dfrac{e_L}{L_f}\right)\right]}{B_f \ L_f} \tag{6-9}\]

\[q_{\min}=\dfrac{Q\left[1-6\left(\dfrac{e_L}{L_f}\right)\right]}{B_fL_f} \tag{6-10}\]

Với \(\dfrac{L_f}{6} < e_L < \dfrac{L_f}{2}\):

\[q_{\max}=\frac{2Q}{3B_f\left[\left(L_f/2\right)-e_L\right]} \tag{6-11}\]

\[q_{\min}=0 \tag{6-12}\]

\[L_1=3\left[\left(\dfrac{L_f}{2}\right)-e_L\right]\tag{6-13}\]

trong đó: \(L_1\) = chiều dài của vùng phân bố áp lực đáy móng có dạng tam giác.

Lưu ý: Khi độ lệch tâm nằm theo phương \(B_f\), áp lực đáy móng nhỏ nhất và lớn nhất được tính theo các Phương trình từ 6-9 đến 6-13 bằng cách thay \(e_L\) bằng \(e_B\), thay \(L_f\) bằng \(B_f\), và thay \(B_f\) bằng \(L_f\).

Khi đó, thiết kế kết cấu của móng phải được thực hiện theo Mục 8 của AASHTO Standard Specifications (1996). Áp lực đất dùng cho thiết kế này là các phân bố áp lực hình thang hoặc hình tam giác thông dụng như thể hiện trên Hình 6-6 và được tính theo các Phương trình từ 6-9 đến 6-13, không phải các áp lực hình chữ nhật đều tương đương dùng để xác định kích thước móng. Trong thiết kế kết cấu của móng, cần xét các dạng phá hoại sau:

• Xét mô men trong móng như một hàm của điều kiện liên kết của cột (tức là khớp, ngàm hoặc trượt; sử dụng cột chữ nhật tương đương).
• Tăng cốt thép chịu mô men uốn theo phương cạnh ngắn như quy định trong AASHTO Standard Specifications (1996).
• Khi lực nén xuất hiện tại mặt cột, kiểm tra cắt tại vị trí cách mặt cột phía nén một khoảng “d” (trong đó “d” là chiều cao hữu hiệu toàn phần của móng). Nếu lực kéo xuất hiện tại mặt cột, kiểm tra cắt ngay tại mặt cột.
• Xét phá hoại đâm thủng hoặc cắt hai phương quanh cột.

Đối với mố cầu, từng bộ phận kết cấu được thiết kế tương tự như đối với spread footings. Ngoài ra, tường sau và thân mố được thiết kế theo các áp lực đất thiết kế có thể tác dụng. Nếu có bố trí tường cánh, thì các tường này được thiết kế theo các áp lực đất lớn nhất có thể tác dụng. Liên kết giữa tường cánh và thân mố là vị trí quan trọng, cần được thiết kế để tránh nứt gãy.

Hỗ trợ duy trì trang:

Tôi xây dựng trang này để chia sẻ các tài liệu kỹ thuật cốt lõi trong thiết kế hạ tầng giao thông.

Nếu bạn thấy nội dung hữu ích và muốn góp phần duy trì trang hoạt động bền vững, tôi rất trân trọng mọi sự ủng hộ.

Qua USD (Buy Me a Coffee)

BIDV • STK: 3101226659 • HOANG HAI HA