Chương 5 – Móng nông

\begin{aligned} \end{aligned}

5-1 GIỚI THIỆU

5-1.1 Phạm vi.

Chương này mô tả thiết kế móng nông, bao gồm các phương pháp giả định và kinh nghiệm, cũng như các phương pháp dựa trên lý thuyết sức chịu tải cho đất và đá. Các điều kiện tải trọng đặc biệt đối với móng nông cũng được thảo luận, bao gồm thiết kế móng và bản móng nằm dưới mực nước ngầm và có khả năng chịu lực đẩy nổi. Chương này cũng xem xét các điều kiện đất đặc biệt, như móng trên nền đắp được kiểm soát kỹ thuật, móng trên đất trương nở và đất lún sập, đá trương nở, và móng trong các loại đất có vấn đề khác.

Móng nông có thể được định nghĩa là móng có tỷ số chiều sâu trên chiều rộng (D/B) nhỏ hơn khoảng 5. Spread foundations²⁸ truyền tải trọng công trình xuống đất hoặc đá trên một diện tích tương đối rộng và thường được xem là đồng nghĩa với móng nông. Một dạng móng nông khác là mat foundation, trong đó trọng lượng của công trình được phân bố trên toàn bộ diện tích chiếm chỗ của công trình. Phần lớn móng nông được thi công bằng bê tông cốt thép đổ tại chỗ. Mặt tiếp xúc giữa móng nông và đất hoặc đá được gọi là bearing surface và nằm tại foundation bearing elevation. Bearing pressure là ứng suất tác dụng lên bearing surface bởi móng.

Nhiệm vụ địa kỹ thuật chính trong thiết kế móng nông là lựa chọn áp lực chịu tải cho phép. Áp lực này sau đó được dùng để xác định kích thước móng nhằm chịu các tải trọng công trình dự kiến. Áp lực chịu tải cho phép phụ thuộc vào hai yếu tố.

• Thứ nhất, phải có hệ số an toàn thích hợp chống lại phá hoại sức chịu tải tổng quát. Đây là trạng thái giới hạn về cường độ.
• Thứ hai, độ lún do thay đổi ứng suất từ móng nông gây ra không được vượt quá giới hạn cho phép của công trình. Đây là trạng thái giới hạn về khả năng sử dụng.

Đối với phần lớn công trình, thiết kế móng nông bị chi phối bởi độ lún, nội dung này được thảo luận trong Chương 5 của DM 7.1.

Chương này giả định rằng các khảo sát hiện trường đã được thực hiện với đầy đủ thí nghiệm hiện trường và thí nghiệm trong phòng để xác định địa tầng đất và/hoặc đá cũng như điều kiện nước ngầm. Đối với móng nông, phạm vi khảo sát nên kéo dài xuống dưới độ sâu mà tại đó sự thay đổi ứng suất do móng gây ra là không đáng kể (xem Chương 4 và 5 của DM 7.1). Khảo sát cần cung cấp các thông số cần thiết cho phân tích sức chịu tải và độ lún. Chương 2 của DM 7.1 cung cấp thêm thông tin về khảo sát hiện trường, còn thí nghiệm trong phòng được thảo luận trong Chương 3 của tài liệu đó.

²⁸ Các thuật ngữ footer và footing thường được dùng đồng nghĩa với móng nông dạng spread foundation.

5-1.2 Ứng dụng.

Móng nông có thể được sử dụng tại những vị trí có lớp đất chịu tải phù hợp nằm trong phạm vi vài foot bên dưới công trình, với điều kiện ứng suất do móng gây ra không tạo ra độ lún không chấp nhận được.

• Khi các lớp đất chịu tải phù hợp nằm trên các lớp đất dễ nén lún hơn ở phía dưới, và độ lún không chấp nhận được, có thể cần dùng móng sâu, các phương pháp cải tạo đất, hoặc gia tải tạm thời để vượt qua hoặc cải thiện các lớp đất dễ nén lún.
• Trong một số trường hợp, vẫn có thể dùng móng nông nếu sức chịu tải của lớp đất gần mặt đất được cải thiện để cho phép dùng móng nhỏ hơn với áp lực chịu tải cao hơn. Thi công lớp đắp có kết cấu được đầm nén chất lượng cao cũng có thể cho phép áp lực chịu tải cao hơn.
• Trong cả hai trường hợp, móng nhỏ hơn sẽ làm giảm chiều sâu lan truyền ứng suất, qua đó có thể giảm độ lún.

Khi có một lớp đất rời rạc hoặc đất mềm không phù hợp tương đối mỏng gần mặt đất, có thể làm sâu móng xuống đến lớp đất phù hợp. Ngoài ra, có thể đào bỏ lớp đất không phù hợp và thay thế bằng lớp đắp có kết cấu được đầm nén có chất lượng cao hơn.

Móng nông cũng có thể được đặt trên đá. Khi cả đá và đất cùng xuất hiện tại cao độ đặt móng ở các khu vực khác nhau của công trình, cần quan tâm đến lún lệch. Việc đào quá sâu phần đá và thay thế bằng một lớp đệm đất giữa đá và móng có thể cần thiết để giảm lún lệch.

5-1.3 Triết lý thiết kế.

Có hai triết lý thiết kế được sử dụng để ngăn ngừa phá hoại sức chịu tải của móng nông

• Thiết kế theo ứng suất cho phép xác định sức chịu tải cực hạn của đất và áp dụng hệ số an toàn để xác định áp lực chịu tải cho phép.
• Thiết kế theo hệ số tải trọng và sức kháng (LRFD) sử dụng hệ số tải trọng để xét đến sự không chắc chắn trong điều kiện tải trọng và sử dụng hệ số sức kháng để xét đến sự không chắc chắn trong sức kháng. Cơ sở của phương pháp LRFD được thảo luận trong Mục 7-4.5.

Phân tích độ lún thường được thực hiện bằng tải trọng chưa nhân hệ số, loại bỏ mọi khác biệt giữa hai phương pháp.

Thiết kế theo ứng suất cho phép, được sử dụng trong chương này, yêu cầu lựa chọn hệ số an toàn chống phá hoại sức chịu tải. Hệ số an toàn thích hợp, \(F_{BC}\), phụ thuộc vào mức độ không chắc chắn của cả tải trọng và điều kiện đất, cũng như hậu quả của phá hoại. Giá trị \(F_{BC}\) thấp hơn phù hợp với các điều kiện được xác định rõ và hậu quả thấp; trong khi nên sử dụng \(F_{BC}\) cao hơn khi mức độ không chắc chắn và hậu quả lớn hơn. Giá trị điển hình của \(F_{BC}\) nằm trong khoảng 2 đến 3 khi áp lực chịu tải được tính toán bằng tĩnh tải và hoạt tải thường xuyên. Móng bè và tank foundation có thể sử dụng hệ số an toàn từ 1.7 đến 2.5 trong các trường hợp có khảo sát hiện trường đầy đủ. Hệ số an toàn thấp hơn có thể được giảm khoảng một phần ba đối với các trường hợp có hoạt tải tạm thời hoặc ngắn hạn, như động đất, gió và tuyết. UFC 3-220-01 (2021) có thêm thông tin về các hệ số an toàn.

5-2 CÁC XEM XÉT THIẾT KẾ MÓNG NÔNG.

5-2.1 Chiều sâu đặt móng.

Nhìn chung, các móng đơn nên được đặt bên dưới:

• 1) chiều sâu thấm sương giá,
• 2) các vùng có thay đổi thể tích lớn do dao động độ ẩm, và
• 3) chiều sâu xói đối với móng nằm trong hoặc liền kề sông suối.

Mục 6-2.2.1 cung cấp thêm hướng dẫn về xói. Móng nên được kéo dài xuống dưới các vật liệu hữu cơ, đất tầng trên bị xáo trộn, lớp đắp không được kiểm soát, và các vùng đất dễ lún sập nếu có. Ngoài ra, vật liệu không phù hợp có thể được đào bỏ và thay thế bằng lớp đắp có kết cấu được đầm nén.

Khi không bị chi phối bởi các ràng buộc khác, móng nông trên đất thường được chôn sâu tối thiểu 12 đến 18 inch (~0.3–0.5m). Một số quy chuẩn xây dựng quy định chiều sâu tối thiểu theo tải trọng.

5-2.2 Áp lực chịu tải tổng và áp lực chịu tải thuần.

Tổng tải trọng tác dụng lên bearing surface của móng là tổng của tải trọng kết cấu (\(Q_{DL+LL}\)), trọng lượng móng (\(W_F\)) và trọng lượng của lớp đất phủ bên trên (\(W_S\)). Áp lực chịu tải tổng tác dụng lên đất bởi móng nông là tổng tải trọng chia cho diện tích (A) của bearing surface. Áp lực chịu tải tổng cho phép được xác định như sau:

\[
q_{gross}=\frac{Q_{DL+LL}+W_F+W_S}{A}
\tag{5-1}
\]

Áp lực chịu tải thuần đôi khi được dùng như một đại lượng thuận tiện hơn vì nó không phụ thuộc vào trọng lượng của móng và đất phủ bên trên. Áp lực chịu tải thuần là áp lực chịu tải tổng trừ đi áp lực phủ thẳng đứng hiện hữu tại cao độ đặt móng:

\[
q_{net}=q_{ult}-\sigma_{zD}
\tag{5-2}
\]

Trọng lượng đơn vị của móng và đất lấp thường được giả định bằng với đất hiện hữu, nghĩa là:

\[
q_{net}=q_{gross}-\sigma_{zD}
\approx
\frac{Q_{DL+LL}+W_F+W_S}{A} – \frac{W_F+W_S}{A} = \frac{Q_{DL+LL}}{A}
\tag{5-3}
\]

Phương trình 5-3 xác định áp lực chịu tải thuần chỉ theo tải trọng kết cấu và kích thước móng.

5-2.3 Độ lệch tâm.

Móng nông có thể chịu tải lệch tâm do mô men tác dụng quanh một hoặc cả hai trục. Các mô men tác dụng có thể là kết quả của tải trọng thẳng đứng lệch tâm hoặc tải trọng ngang tác dụng trực tiếp lên móng bởi kết cấu. Độ lệch tâm tạo ra (e) được định nghĩa là khoảng cách theo phương ngang giữa hợp lực trên bearing surface và các đường tâm của móng.

Độ lệch tâm được tính như sau:

\[
e=\frac{M}{Q}
\tag{5-4}
\]

trong đó:
\(\qquad M =\) mô men tác dụng
\(\qquad Q =\) tổng tải trọng thẳng đứng tác dụng lên móng đơn

Đối với các trường hợp tải trọng thẳng đứng không đồng tâm gây ra độ lệch tâm, mô men tác dụng có thể được xác định bằng cách lấy tổng mô men quanh đường tâm của móng đơn. Khi tải trọng lệch tâm không thẳng hàng với các trục của móng, có thể tách độ lệch tâm thành hai thành phần và tính \(e_B\) và \(e_L\) từ các mô men tương ứng, \(M_B\) và \(M_L\). Theo quy ước, chiều rộng (B) là kích thước ngắn hơn của móng, còn chiều dài (L) là kích thước dài hơn.

Độ lệch tâm gây ra áp lực chịu tải không đều. Nếu độ lệch tâm quá lớn, áp lực chịu tải sẽ không còn là nén dưới toàn bộ móng. Để tránh điều này, độ lệch tâm phải được giới hạn đối với tải trọng thông thường. Đối với độ lệch tâm theo một phương, hợp lực phải nằm trong một phần ba giữa của móng, hoặc:

\[
|e_B|\leq \frac{B}{6}
\quad \text{hoặc} \quad
|e_L|\leq \frac{L}{6}
\tag{5-5}
\]

Đối với các trường hợp có độ lệch tâm theo hai phương, hợp lực phải nằm trong vùng hình thoi ở giữa móng chữ nhật, gọi là kern, và phải thỏa mãn điều kiện sau:

\[
\frac{6|e_B|}{B}+\frac{6|e_L|}{L}\leq 1
\tag{5-6}
\]

Nếu độ lệch tâm nằm trong các giới hạn này, áp lực chịu tải tại bốn góc của móng chữ nhật có thể được xác định như sau:

\[
q_{corner}=q_{gross}
\left(
1\pm \frac{6|e_B|}{B}
\pm \frac{6|e_L|}{L}
\right)
\tag{5-7}
\]

Giá trị lớn nhất, \(q_{max}\), nên được sử dụng để so sánh với sức chịu tải cực hạn đối với các vật liệu giòn như đất nhạy (sensitive soil) và đá. Đối với các vật liệu dẻo hơn, có thể xấp xỉ áp lực chịu tải tác dụng bằng phương pháp móng tương đương (equivalent footing) của Meyerhof (1953). Equivalent footing là diện tích chịu tải mà tại đó hợp lực chịu tải đi qua tâm. Chiều rộng tương đương (B’) và chiều dài tương đương (L’) được tính như sau:

\[
B’ = B – 2e_B
\tag{5-8}
\]

và

\[
L’ = L – 2e_L
\tag{5-9}
\]

Áp lực chịu tải đều tương đương đối với móng chữ nhật có thể được xác định như sau:

\[
q_{unif}=
\frac{Q_{DL+LL}+W_F+W_S}{B’L’}
\tag{5-10}
\]

Các điều kiện đối với độ lệch tâm hai phương của móng chữ nhật được tóm tắt trong Hình 5-1(a). Các phân bố áp lực lý thuyết, thể hiện bằng đường liền, được biểu diễn dọc theo bốn cạnh của móng. Kích thước và diện tích tương đương được thể hiện bằng hình chữ nhật tô bóng. Phân bố áp lực nét đứt thể hiện áp lực chịu tải đều tương đương.

Móng tròn chỉ có thể có độ lệch tâm theo một phương như thể hiện trong Hình 5-1(b). Hợp lực được đặt tại tâm của diện tích hình thấu kính được bao bởi hai cung tròn, ký hiệu (abcd). Diện tích chữ nhật tương đương được tô bóng. Nếu tỷ số kích thước của hình chữ nhật tương đương bằng với tỷ số kích thước của diện tích bao quanh, thì các kích thước tương đương có thể được tính như sau:

\[
L’=\overline{a’b’}=
\sqrt{\left[2r^2\cos^{-1}\left(\frac{e_x}{r}\right) – 2e_x\sqrt{r^2-e_x^2}\right]\left(\frac{\sqrt{r^2-e_x^2}}{r-e_x}\right)
}
\tag{5-11}
\]

và

\[
B’=\overline{b’c’}=
L’
\left(
\frac{r-e_x}{\sqrt{r^2-e_x^2}}
\right)
\tag{5-12}
\]

trong đó:
\(\qquad e_x =\) độ lệch tâm
\(\qquad r =\) bán kính móng

Lưu ý rằng hàm cosin nghịch đảo \(\left(\cos^{-1}\right)\) trong Phương trình 5-11 phải được biểu diễn theo đơn vị radian.

5-2.4 Áp lực chịu tải cho phép.

Áp lực chịu tải cho phép \((q_{all})\) là áp lực chịu tải lớn nhất thỏa mãn các yêu cầu thiết kế về cả sức chịu tải đã nhân hệ số và độ lún. Nhìn chung, áp lực chịu tải cho phép có thể được xác định theo các bước sau:

1. Tính sức chịu tải cực hạn \((q_{ult})\) bằng các phương pháp trong Mục 5-3.
2. Áp dụng hệ số an toàn thích hợp \((F_{BC})\) cho sức chịu tải cực hạn. Trong một số trường hợp, có thể phù hợp khi bắt đầu bằng áp lực chịu tải cho phép giả định từ Mục 5-2.5 thay vì tính toán sức chịu tải.

3. Tính độ lún với kích thước móng được xác định theo \(q_{all,net}\).

Sau khi xác định được áp lực chịu tải cho phép, giá trị này được so sánh với áp lực chịu tải tính toán. Có thể sử dụng áp lực tổng hoặc áp lực thuần, tùy trường hợp phù hợp. Kích thước móng được điều chỉnh để đạt được áp lực chịu tải tác dụng nhỏ hơn, nhưng không vượt quá nhiều so với, giá trị cho phép. Quá trình này thường mang tính lặp.

5-2.4.1 Các xem xét về độ lún.

Các ràng buộc về độ lún chi phối thiết kế của nhiều móng nông và cần được xem xét cẩn thận trước khi xem xét toàn diện sức chịu tải. Chương 5 của DM 7.1 cung cấp hướng dẫn chi tiết về tính toán độ lún. Một số xem xét bổ sung riêng cho móng nông được trình bày trong mục này.

Một số công trình có tải trọng cột hoặc tường thay đổi lớn, có khả năng gây lún lệch bất lợi. Trong trường hợp này, \(q_{all,net}\) có thể được thay đổi nhằm cố gắng làm đều độ lún. Việc này thường đòi hỏi sử dụng áp lực chịu tải thấp hơn và móng lớn hơn để đỡ các cột chịu tải nặng hơn. Nếu đất dễ lún nằm nông, cũng có thể tăng \(q_{all,net}\) cho các móng chịu tải lớn bằng cách đào bỏ đất yếu và thay thế bằng lớp đắp có kết cấu được đầm nén chất lượng cao theo trục các cột.

Tại một số vị trí, chiều sâu đến đá thay đổi lớn và cả đá lẫn đất có thể xuất hiện tại cao độ đặt móng. Trong trường hợp này, lún lệch là vấn đề cần quan tâm do đặc trưng lún rất khác nhau giữa đất và đá. Việc lựa chọn giải pháp phù hợp sẽ phụ thuộc vào mức độ khác biệt của điều kiện chịu tải và độ mềm tương đối của kết cấu được đỡ. Một biện pháp có thể dùng để giảm lún lệch là đào sâu phần đá tại vị trí móng và lấp lại bằng lớp đắp có kết cấu được đầm nén. Lớp đắp có kết cấu được đầm nén nên được thiết kế để có khả năng nén sao cho lún lệch không còn là vấn đề đáng kể. Thông thường, lớp đắp này là đất sét được đầm nén với tiêu chí đầm nén thấp hơn, chẳng hạn 90% dung trọng khô lớn nhất. Bề dày từ 1 đến 2 foot (~0.3-0.6m) của loại vật liệu này thường sẽ cải thiện đặc trưng lún lệch. Chiều dài vùng chuyển tiếp cần thiết để giảm lún lệch sẽ phụ thuộc vào độ mềm của kết cấu. Mục 5-6.1 thảo luận thêm các quy trình đối với móng nông trên nền đắp.

Ngoài ra, móng được hạ sâu có thể được gia cường với một dầm giằng móng, cho phép lún lệch được phân bố trên nhịp dài hơn. Trong các trường hợp khác, có thể kinh tế nhất khi sử dụng móng nông đặt trên đá cho phần lớn công trình, kết hợp với móng sâu và dầm giằng móng tại các vị trí đá nằm sâu hơn.

5-2.4.2 Các phương pháp thay thế để đỡ móng nông dạng spread foundation.

Đối với các vị trí có đất có tính nén lún cao, có thể cần áp lực chịu tải rất thấp để thỏa mãn tiêu chí độ lún. Khi kích thước của các móng đơn trở nên lớn, nên xem xét sử dụng móng bè (mat foundation) (xem Mục 5-4).

Có các phương án khác thay cho móng nông riêng lẻ:

• Nếu có đất chịu tải tốt hơn hoặc ít nén lún hơn, có thể tăng chiều sâu đặt móng để tiếp cận lớp đất chịu tải phù hợp.
• Một phương án khác là đào bỏ và thay thế đất không phù hợp bằng lớp đắp có kết cấu được đầm nén cho từng móng cột riêng lẻ hoặc theo dải dọc theo các hàng cột.
• Móng có mép bẻ xuống, liền khối với bản sàn, có thể được sử dụng cho các công trình chịu tải nhẹ.
• Nhiều kỹ thuật cải tạo đất được thảo luận trong Chương 1 phù hợp để cải thiện sức chịu tải và giảm độ lún cho móng nông. Một số kỹ thuật này làm việc bằng cách truyền tải xuống một tầng chịu tải phù hợp, trong khi các kỹ thuật khác làm chặt đất, làm giảm khả năng lún. Các kỹ thuật hữu ích cho móng nông bao gồm cọc trụ cứng (rigid inclusion piers), cọc vật liệu hạt (aggregate piers), đầm rung (vibro-compaction), đầm chấn động (dynamic compaction), phương pháp trộn đất (soil mixing methods), và gia tải trước (preloading) có hoặc không kết hợp bấc thấm (wick drains) để đẩy nhanh quá trình thoát nước cải thiện.

5-2.5 Áp lực chịu tải cho phép giả định.

Áp lực chịu tải giả định được lựa chọn mà không cần tính toán chính thức sức chịu tải và/hoặc độ lún. Chúng đôi khi được dùng để ước tính áp lực chịu tải cho phép \((q_{all})\) cho:

• 1) các ước tính sơ bộ đối với bất kỳ dự án nào;
• 2) giá trị thiết kế đối với các công trình chịu tải nhẹ; hoặc
• 3) giá trị thiết kế cho móng trên vật liệu đá khi không cần phân tích chi tiết do đá có sức chịu tải tương đối cao.

Không nên sử dụng áp lực chịu tải giả định cho móng trên đất sét cố kết thường, đất hữu cơ, hoặc lớp đắp không được kiểm soát.

Bảng 5-1 liệt kê các áp lực chịu tải cho phép giả định cho nhiều loại đất và đá:

• Các giá trị q_all giả định này nhằm cung cấp hệ số an toàn hợp lý chống phá hoại cực hạn và tránh độ lún tổng cũng như lún lệch bất lợi của các móng riêng lẻ chịu tải trọng thẳng đứng. Ảnh hưởng của độ lệch tâm lên áp lực chịu tải nên được xem xét khi sử dụng q_all giả định.
• Các giá trị q_all giả định cho đất nên được sử dụng thận trọng và được kiểm chứng bằng hiệu quả làm việc của các công trình lân cận được đặt trên vật liệu có mật độ hoặc độ chặt tương tự. Các tầng chịu tải nằm trên vật liệu yếu hơn có thể được xem xét bằng cách sử dụng áp lực chịu tải giả định và phương pháp minh họa trong Hình 5-2.
• Khi sử dụng các giá trị q_all giả định thay cho phân tích sức chịu tải, vẫn có thể cần kiểm tra độ lún. Các vùng ảnh hưởng của ứng suất do các móng kề nhau gây ra không nên chồng lấn trong phạm vi độ sâu bằng 2B bên dưới các móng vuông hoặc bằng 4B bên dưới các móng liên tục, do các vấn đề liên quan đến độ lún. Để thỏa mãn điều này, các đường kéo xuống từ các móng kề nhau theo góc 30^o so với phương thẳng đứng không được giao nhau trong các độ sâu nêu trên.

Bảng 5-1. Áp lực chịu tải cho phép giả định (B > 3 ft ~ 0.9m)
(theo NRCS 2022, Das 2022)

\(\\\)

5-3 SỨC CHỊU TẢI CỦA ĐẤT VÀ ĐÁ.

5-3.1 Lý thuyết sức chịu tải.

Sức chịu tải cực hạn có thể được định nghĩa là ứng suất tác dụng lớn nhất mà đất hoặc đá chịu được tại thời điểm phá hoại dẻo. Theo Terzaghi (1943), sức chịu tải cực hạn xét đến hai dạng phá hoại.

Phá hoại cắt tổng quát xảy ra dọc theo một mặt phá hoại rõ ràng bên dưới và vượt ra ngoài các mép móng, như thể hiện trong Hình 5-3(a). Vùng tam giác Zone I bên dưới móng trong Hình 5-3 hoạt động như thể nó là một phần của móng, và đất vẫn ở trạng thái đàn hồi. Đối với tải trọng thẳng đứng, ứng suất chính lớn được định hướng thẳng đứng trong Zone I. Trong Zone III, đất đạt đến trạng thái Rankine bị động, trong đó ứng suất chính lớn được định hướng theo phương ngang. Zone II được gọi là vùng cắt xuyên tâm, cho phép hệ ứng suất xoay giữa Zone I và Zone III.

Phá hoại cắt tổng quát thường xảy ra trong đất hạt thô chặt hoặc đất dính rất cứng. Khi phá hoại, đất ở hai bên móng phình lên và móng có thể xoay. Trạng thái cân bằng dẻo đạt được trong Zone II và III đối với dạng phá hoại này. Phá hoại cắt tổng quát có thể rất nghiêm trọng đối với các kết cấu lớn, mặc dù các móng riêng lẻ hiếm khi gặp dạng phá hoại này. Đất chặt và đất rất cứng thường có độ lún tương đối nhỏ tại các áp lực chịu tải cho phép điển hình.

Phá hoại cắt cục bộ xảy ra khi đất trong Zone II bị nén ép thay vì phát triển trạng thái cắt dẻo như trong Hình 5-3(b). Vì lý do này, đất trong Zone III không tham gia vào cơ chế phá hoại. Các mặt phá hoại cắt riêng lẻ thường không vươn tới mặt đất. Phá hoại không xảy ra đột ngột và móng không bị nghiêng. Độ lún thường lớn, và cân bằng dẻo chỉ phát triển một phần.

Như thể hiện trong Hình 5-3(c), đất chặt hoặc đất cứng liên quan đến phá hoại cắt tổng quát phát triển \(q_{ult}\) ở độ biến dạng hoặc độ lún nhỏ. Sức chịu tải cực hạn được xác định rõ. Ngược lại, cơ chế cắt cục bộ trong đất rời hoặc đất mềm tạo ra biến dạng và độ lún lớn. Do phần lớn chuyển vị liên quan đến tính nén lún của đất, giá trị \(q_{ult}\) kém rõ ràng hơn nhiều.

Cắt chọc thủng bị chi phối bởi sự nén ép của đất bên dưới móng và cắt thẳng đứng dọc theo các cạnh móng (Vesic 1973). Đất liền kề móng gần như không chuyển động. Các xem xét về độ lún sẽ chi phối khi cắt chọc thủng là dạng phá hoại sức chịu tải chủ yếu. Thuật ngữ punching shear cũng được một số người dùng để chỉ trường hợp móng chọc thủng qua một lớp mỏng đất cứng hoặc chặt xuống lớp đất mềm hoặc rời bên dưới. Cơ chế này được thảo luận trong Mục 5-3.6.

Như thể hiện trong Hình 5-3(d), cơ chế cắt tổng quát chủ yếu áp dụng cho đất chặt ở độ sâu đặt móng tương đối nhỏ. Ở độ chặt tương đối thấp hơn và chiều sâu đặt móng lớn hơn, dạng phá hoại chuyển tiếp qua cắt cục bộ đến cắt chọc thủng. Các lý thuyết sức chịu tải được thảo luận trong Mục 5-3.1.2 giả định cơ chế phá hoại cắt tổng quát. Các phương pháp xét đến cắt cục bộ được thảo luận trong Mục 5-3.1.3.

5-3.1.1 Cường độ chống cắt dùng trong phân tích sức chịu tải.

Sức chịu tải bị chi phối bởi cường độ chống cắt của đất. Loại thông số cường độ chống cắt được sử dụng trong phân tích sức chịu tải phụ thuộc vào điều kiện tải trọng hiện trường, loại đất và mực nước ngầm. Tải trọng thường được tác dụng lên móng trong một khoảng thời gian, chẳng hạn khi một tòa nhà hoặc cầu đang được xây dựng. Điều kiện tải trọng này có thể biểu thị tải trọng thoát nước hoặc không thoát nước, tùy thuộc vào loại đất chịu tải và thời gian cần thiết để tác dụng tải trọng.

Trong cát sạch và sỏi, quá trình thoát nước gần như tức thời và thực tế không phụ thuộc vào thời gian xây dựng công trình. Các loại đất này chỉ cần phân tích ứng suất hữu hiệu, trừ khi dự kiến có tải trọng động. Nếu có một lượng đáng kể hạt mịn, cần xem xét khả năng hình thành điều kiện không thoát nước.

Ngược lại, đối với đất hạt mịn sau khi chịu tải, cần thời gian đáng kể để áp lực nước lỗ rỗng dư tiêu tán. Các loại đất này thường cần phân tích không thoát nước cho điều kiện cuối quá trình chất tải, cũng như cho mọi tải trọng nhanh hoặc tải trọng động. Trong một số trường hợp, cũng cần kiểm tra điều kiện ứng suất hữu hiệu dài hạn. Ví dụ, sức chịu tải thoát nước của đất sét quá cố kết nặng thường chi phối thiết kế.

Các phương pháp thí nghiệm trong phòng và tại hiện trường để xác định thông số cường độ chống cắt cho hầu hết các loại đất được tóm tắt trong phần Mở đầu. Đối với phân tích sức chịu tải, nên sử dụng các thông số cường độ hữu hiệu \((\phi’, c’)\) cho điều kiện dài hạn trong mọi loại đất. Đối với đất hạt mịn bão hòa, phù hợp khi sử dụng cường độ chống cắt không thoát nước \((s_u)\) với \(\phi = 0\). Các thông số cường độ chống cắt không thoát nước \((\phi, c)\) nên được sử dụng cho đất không bão hòa có hệ số thấm thấp, bao gồm cả đất hạt thô có lượng hạt mịn đáng kể.

5-3.1.2 Tính toán sức chịu tải cực hạn.

Sức chịu tải là một hiện tượng phức tạp, không thể mô hình hóa chính xác hoàn toàn. Nhiều phương trình đã được phát triển để ước tính sức chịu tải cực hạn của đất. Các phương trình này dựa trên các định lý cận trên và cận dưới của lý thuyết dẻo, bao gồm công trình của Prandtl (1920), Terzaghi (1943), Meyerhof (1951), Brinch Hansen (1970), và Vesic (1973, 1975). Ở dạng cơ bản, các phương trình áp dụng cho phá hoại cắt tổng quát bên dưới móng băng liên tục có chiều rộng (B), với cường độ chống cắt của đất được chi phối bởi tiêu chuẩn phá hoại Mohr-Coulomb.

Các lời giải sức chịu tải cơ bản cũng giả định tải trọng thẳng đứng, mặt chịu tải nằm ngang, chiều sâu đặt móng nhỏ hơn chiều rộng, và mặt đất nằm ngang. Các phương pháp xét đến các biến thể khác của những yếu tố này được thảo luận trong Mục 5-3.3.

Trong hầu hết các phương pháp, bài toán sức chịu tải được đơn giản hóa bằng cách thay thế phần đất phía trên cao độ đặt móng bằng một tải trọng phân bố đều tương đương, như thể hiện trong Hình 5-4(a). Cách này thận trọng vì bỏ qua cường độ chống cắt của đất phía trên chiều sâu đặt móng. Ngoài ra, Meyerhof (1951) giả định rằng mặt phá hoại tiếp tục lên đến mặt đất và thay thế nêm tam giác bằng các ứng suất tương đương, \(p_o\) và \(s_o\). Hình học theo Meyerhof được thể hiện trong Hình 5-4(b). Các công thức cơ bản cũng giả định rằng mực nước ngầm nằm sâu hơn vùng phá hoại.

Với các giả định này, bài toán sức chịu tải có thể được tách thành ba thành phần riêng biệt hoặc ba nguồn sức kháng chịu tải chồng chất lên nhau.

• Thành phần thứ nhất liên quan đến lực dính (hoặc cường độ chống cắt không thoát nước) dọc theo mặt phá hoại và có hệ số sức chịu tải \(N_c\).
• Thành phần thứ hai liên quan đến tải trọng phủ và có hệ số sức chịu tải \(N_q\).
• Thành phần thứ ba liên quan đến trọng lượng của đất nằm phía trên mặt phá hoại và có hệ số sức chịu tải \(N_\gamma\).

Đối với phân tích theo ứng suất hữu hiệu hoặc phân tích thoát nước, sức chịu tải cực hạn của đất là:

\[
q_{ult}=c’N_c\Psi_c+\sigma’_{zD}N_q\Psi_q+0.5\gamma BN_\gamma\Psi_\gamma
\tag{5-15}
\]

trong đó:
\(\qquad c’ =\) lực dính theo ứng suất hữu hiệu,
\(\qquad \phi’ =\) góc ma sát theo ứng suất hữu hiệu,
\(\qquad \gamma =\) trọng lượng đơn vị hữu hiệu trung bình của đất trong khoảng từ \(D_f\) đến \(D_f+B\),
\(\qquad \sigma’_{zD} =\) ứng suất thẳng đứng hữu hiệu tại cao độ đặt móng,
\(\qquad N_c, N_q, N_\gamma =\) các hệ số sức chịu tải phụ thuộc vào góc ma sát theo ứng suất hữu hiệu \(\phi’\), và
\(\qquad \Psi_c, \Psi_q, \Psi_\gamma =\) các hệ số dùng để hiệu chỉnh cho các ảnh hưởng phức tạp hóa, xem Mục 5-3.3.

Đối với điều kiện không thoát nước trong đất không bão hòa, sức chịu tải cực hạn là:

\[
q_{ult}=cN_c\Psi_c+\sigma_{zD}N_q\Psi_q+0.5\gamma BN_\gamma\Psi_\gamma
\tag{5-16}
\]

trong đó:
\(\qquad c =\) lực dính không thoát nước,
\(\qquad \phi =\) góc ma sát không thoát nước,
\(\qquad \gamma =\) trọng lượng đơn vị tổng trung bình của đất trong khoảng từ \(D_f\) đến \(D_f+B\),
\(\qquad \sigma_{zD} =\) ứng suất thẳng đứng tổng tại cao độ đặt móng, và
\(\qquad N_c, N_q, N_\gamma =\) các hệ số sức chịu tải phụ thuộc vào góc ma sát theo ứng suất tổng \(\phi\).

Đối với điều kiện không thoát nước trong đất bão hòa, sức chịu tải cực hạn là:

\[
q_{ult}=s_uN_c\Psi_c+\sigma_{zD}\Psi_q
\tag{5-17}
\]

trong đó:
\(\qquad s_u =\) lực dính không thoát nước,
\(\qquad \sigma_{zD} =\) ứng suất thẳng đứng tổng tại cao độ đặt móng, và
\(\qquad N_c =\) hệ số sức chịu tải khi \(\phi=0\).

Các hệ số sức chịu tải phụ thuộc vào góc ma sát của đất vì góc này chi phối hình dạng của mặt phá hoại. Có ba phương pháp được trình bày ở đây để xác định các hệ số sức chịu tải. Các giá trị được cho trong Bảng 5-2 cho các phương pháp Terzaghi (1943), Meyerhof (1951) và Brinch Hansen (1970). Các hệ số do Vesic (1973) đưa ra gần như giống với các hệ số do Meyerhof và Hansen đề xuất. Các hệ số cũng có thể được xác định từ các đồ thị hoặc phương trình trong Hình 5-5.

Bảng 5-2. Các hệ số sức chịu tải, N_c, N_q và N_γ

\(\\\)

Nhiều nghiên cứu đã so sánh các phương pháp tính sức chịu tải với dữ liệu thí nghiệm chất tải ngoài hiện trường trên công trình thực (ví dụ: Milovic 1965, Bowles 1996). Các so sánh này tập trung vào các móng có tỷ số \(D_f/B\) nhỏ hơn 1 và tỷ số (L/B) nhỏ hơn 4. Các khuyến nghị về phạm vi áp dụng của các phương pháp khác nhau được trình bày trong Bảng 5-3.

Bảng 5-3. Phạm vi phù hợp của các phương pháp Terzaghi, Meyerhof và Brinch Hansen để tính q_ult
(theo Bowles 1996)

\(\\\)

5-3.1.3 Hiệu chỉnh sức chịu tải đối với cắt cục bộ và cắt chọc thủng.

Như đã nêu trong phần giới thiệu của mục này, các lý thuyết sức chịu tải giả định dạng phá hoại cắt tổng quát, vốn chỉ phù hợp với đất chặt và/hoặc đất cứng. Đối với phần lớn các loại đất, cơ chế cắt cục bộ hoặc cắt chọc thủng phù hợp hơn. Trong các trường hợp này, các xem xét về độ lún hầu như luôn chi phối áp lực chịu tải cho phép, và việc xác định chính xác sức chịu tải cực hạn trở nên ít quan trọng hơn. Nhiều phương pháp xấp xỉ cắt cục bộ đã được đề xuất. Một số phương pháp phổ biến hơn được tóm tắt trong Bảng 5-4.

Bảng 5-4. Các phương pháp tính sức chịu tải đối với cắt cục bộ

\(\\\)

5-3.2 Hiệu chỉnh ảnh hưởng của nước ngầm.

Cần hiệu chỉnh ảnh hưởng của nước ngầm khi mực nước ngầm nằm cao hơn một lần chiều rộng móng bên dưới cao độ đặt móng. Việc hiệu chỉnh nước ngầm chỉ cần thiết đối với phân tích thoát nước (phân tích theo ứng suất hữu hiệu). Ảnh hưởng của nước ngầm được xét đến bằng cách thay đổi trọng lượng đơn vị sử dụng trong các tính toán sức chịu tải. Ba trường hợp có thể xảy ra được minh họa trong Hình 5-6. Các trường hợp này giả định điều kiện thủy tĩnh (tức là không tồn tại lực thấm).

Đối với phân tích không thoát nước, sử dụng trọng lượng đơn vị tổng mà không xét đến vị trí của mực nước ngầm.

Lực đẩy nổi xuất hiện tại đáy móng khi mực nước ngầm nằm cao hơn cao độ đặt móng. Ảnh hưởng của nó lên áp lực chịu tải có thể được bỏ qua một cách thận trọng, trừ khi trượt hoặc lực đẩy nổi là vấn đề cần quan tâm.

5-3.3 Các phương pháp xét đến các ảnh hưởng phức tạp hóa.

Nhiều khía cạnh của thiết kế móng có thể ảnh hưởng đến sức chịu tải nhưng không được xét trong các lời giải cơ bản trình bày ở Mục 5-3.1.2. Các yếu tố này bao gồm hình dạng và chiều sâu móng, tải trọng nghiêng, đáy móng nghiêng, và mặt đất nghiêng. Một móng nông có cả ba dạng nghiêng được minh họa trong Hình 5-7.

Các phương pháp hiệu chỉnh trong các mục sau dựa trên cả xem xét lý thuyết và bằng chứng thực nghiệm. Vì lý do này, các hệ số hiệu chỉnh thường không thể dùng lẫn giữa các phương pháp; ví dụ, các hiệu chỉnh Meyerhof chỉ nên dùng với các hệ số sức chịu tải Meyerhof. Ngoài ra, cần thận trọng khi kết hợp nhiều hiệu chỉnh trong cùng một phương pháp. Nếu sức chịu tải chi phối thiết kế với nhiều yếu tố phức tạp hóa, thì có thể cần phân tích số. Phân tích ổn định mái dốc theo cân bằng giới hạn có thể được dùng để phân tích móng băng trên mái dốc.

Các hệ số hiệu chỉnh gộp cho các ảnh hưởng phức tạp hóa \((\Psi_c, \Psi_q, \Psi_\gamma)\) đã được đưa vào các Phương trình 5-15 đến 5-17. Trong hầu hết các trường hợp, các hệ số này được xác định bằng cách nhân các hệ số cho từng ảnh hưởng riêng lẻ, như sau:

\[
\Psi_c=s_c \cdot d_c \cdot i_c \cdot b_c \cdot g_c
\tag{5-18}
\]

\[
\Psi_q=s_q \cdot d_q \cdot i_q \cdot b_q \cdot g_q
\tag{5-19}
\]

và

\[
\Psi_\gamma=s_\gamma \cdot i_\gamma \cdot b_\gamma \cdot g_\gamma
\tag{5-20}
\]

trong đó:
\(\qquad s_c, s_q, s_\gamma =\) các hệ số hình dạng,
\(\qquad d_c, d_q, d_\gamma =\) các hệ số chiều sâu,
\(\qquad i_c, i_q, i_\gamma =\) các hệ số tải trọng nghiêng,
\(\qquad b_c, b_q, b_\gamma =\) các hệ số đáy móng nghiêng, và
\(\qquad g_c, g_q, g_\gamma =\) các hệ số mặt đất nghiêng.

Như đã thảo luận trong Mục 5-2.3, móng đôi khi chịu tải lệch tâm. Độ lệch tâm ảnh hưởng đến sức chịu tải cũng như áp lực chịu tải. Cách tiếp cận phổ biến nhất là sử dụng các kích thước tương đương, \(B’\) và \(L’\) theo Phương trình 5-8 và 5-9, để xác định các hệ số hình dạng. Kích thước \(B’\) cũng nên được sử dụng trong số hạng \(N_\gamma\) để tính sức chịu tải. Theo hướng thận trọng, nên sử dụng kích thước thực tế để tính các hệ số chiều sâu.

5-3.3.1 Phương pháp Terzaghi (1943).

Hình dạng là yếu tố phức tạp hóa duy nhất được xét trong phương pháp cận trên của Terzaghi. Các hệ số được liệt kê trong Bảng 5-5. Trong một số trường hợp, có thể nội suy giữa các hệ số hình dạng cho móng vuông và móng băng liên tục. Các hệ số khác nên được lấy bằng 1 trong các Phương trình 5-18 đến 5-20.

Bảng 5-5. Các hệ số hình dạng cho phương pháp cận trên của Terzaghi

\(\\\)

5-3.3.2 Phương pháp Meyerhof (1963).

Meyerhof (1963) đưa ra các hệ số hình dạng, hệ số chiều sâu và hệ số tải trọng nghiêng, được tóm tắt trong Bảng 5-6. Các thí nghiệm trong phòng được sử dụng để xây dựng các hệ số tải trọng nghiêng cho thấy rằng các hệ số hình dạng có xu hướng tiến đến 1 khi có tải trọng nghiêng.

Nói cách khác, có thể giả định một cách an toàn rằng: \( s_c=s_q=s_\gamma=1\) nếu có tải trọng nghiêng.

Meyerhof (1963) không đưa ra các hệ số đáy móng nghiêng hoặc hệ số mặt đất nghiêng dưới dạng này. Meyerhof đã phát triển một lời giải riêng cho trường hợp mặt đất nghiêng, được trình bày ngắn gọn trong Mục 5-3.4.

Bảng 5-6. Các hệ số sức chịu tải và hệ số hiệu chỉnh cho phương pháp Meyerhof (1963)

5-3.3.3 Phương pháp Brinch Hansen (1970).

Phương pháp Brinch Hansen (1970) cho phép xét đến nhiều yếu tố phức tạp hóa nhất. Vì vậy, phương pháp này phức tạp hơn các phương pháp khác. Tương tự Meyerhof, các hệ số hình dạng được hiệu chỉnh khi có tải trọng nghiêng.

Brinch Hansen xem xét riêng trường hợp cường độ chống cắt không thoát nước \((\phi = 0)\). Các hệ số ứng với \(\phi = 0\) được tóm tắt trong Bảng 5-7. Một điểm khác biệt quan trọng là hệ số hiệu chỉnh tổng hợp được cộng gộp thay vì nhân với nhau, dẫn đến:

\[
\Psi_{c,BH,\phi=0} = (1+s_c+d_c-i_c-b_c-g_c)
\tag{5-21}
\]

trong đó:
\(\qquad \Psi_{c,BH,\phi=0} =\) hệ số hiệu chỉnh Brinch Hansen cho số hạng \(N_c\) trong phân tích với \(\phi = 0\).

Bảng 5-7. Các hệ số sức chịu tải và hệ số hiệu chỉnh cho phương pháp Brinch Hansen (1970) – \(\phi = 0\)

\(\\\)

Các hệ số Brinch Hansen cho điều kiện không bão hòa không thoát nước \((\phi > 0)\) và điều kiện thoát nước được tóm tắt trong Bảng 5-8. Brinch Hansen không đưa ra các hệ số cho số hạng \(N_c\). Có ba lựa chọn để khắc phục thiếu sót này:

• Sử dụng phương trình sức chịu tải thay thế của Brinch Hansen, được nêu trong ghi chú của Bảng 5-8;
• Bỏ qua đóng góp của số hạng \(N_c\), đây thường là giả định thiên về an toàn phù hợp; hoặc
• Sử dụng các hệ số \(c\) được trình bày trong Bảng 5-8, dựa trên quan hệ giữa \(N_c\) và \(N_q\) (Hansen 1961, de Beer 1970).

Đối với tải trọng thẳng đứng, sức chịu tải của móng chữ nhật được chi phối bởi kích thước nhỏ hơn \((B)\). Tuy nhiên, tải trọng nghiêng có thể làm kích thước dài hơn chi phối. Cần xét phương của tải trọng ngang khi tính các hệ số tải trọng nghiêng trong Bảng 5-7 và Bảng 5-8. Phương của hệ số tải trọng nghiêng ảnh hưởng đến các hệ số hình dạng. Nên kiểm tra sức chịu tải theo cả hai phương đối với móng chữ nhật chịu tải trọng nghiêng.

Việc phát triển phương pháp Brinch Hansen không xét rõ ràng tương tác giữa mặt đất nghiêng và các hệ số khác. Cần thận trọng khi sử dụng các hệ số \(g\) của Brinch Hansen cho các trường hợp mặt đất nghiêng dốc hơn 2H:1V hoặc \(D_f/B > 1\).

Bảng 5-8. Các hệ số sức chịu tải và hệ số hiệu chỉnh cho phương pháp Brinch Hansen (1970) – \(\phi′ > 0\)

\(\\\)

5-3.4 Móng gần đỉnh mái dốc.

Trong một số trường hợp, móng phải được bố trí gần mái dốc, điều này có thể làm giảm sức chịu tải của đất. Nhiều phương pháp đã được đề xuất với các mức độ phức tạp khác nhau. Các lời giải của Leshchinsky và Xie (2017) và Meyerhof (1957) được lựa chọn do tính đơn giản tương đối và khả năng áp dụng rộng rãi, sử dụng hình học được tóm tắt trong Hình 5-8. Các lời giải này dành cho móng băng và có thể được sử dụng như một ước tính thiên về an toàn đối với móng chữ nhật. Các hệ số hình dạng trong Mục 5-3.3 có thể phù hợp, nhưng chưa được khảo sát đầy đủ bằng phân tích số hoặc thí nghiệm trong phòng.

Điều kiện không thoát nước bão hòa và điều kiện thoát nước được xem xét riêng trong mục này. Phương pháp của Leshchinsky và Xie (2017) bỏ qua ảnh hưởng của chiều sâu chôn móng, đây là một giả định thiên về an toàn thích hợp nếu móng nằm tương đối gần mái dốc. Các hệ số chiều sâu trong Bảng 5-6 đến Bảng 5-8 không bao gồm ảnh hưởng của mái dốc và không nên được áp dụng. Một phương pháp toàn diện có xét đến chiều sâu chôn móng có thể tham khảo trong Yang và nnk. (2019). Phương pháp của Yang và nnk. có thể xét đến mọi tổ hợp thông số cường độ chống cắt. Các phần mềm phân tích ổn định mái dốc cũng có thể mô phỏng tải trọng móng và được sử dụng để nghiên cứu điều kiện này chi tiết hơn.

5-3.4.1 Điều kiện không thoát nước bão hòa.

Đối với điều kiện không thoát nước bão hòa \((s_u, \phi = 0)\), ảnh hưởng của mái dốc thường nhỏ, trừ khi móng nằm gần mái dốc \((b/B < 2.5)\) hoặc mái dốc dốc \((\beta > 30^\circ)\). Ảnh hưởng của ổn định mái dốc đến sức chịu tải có thể được xét bằng số ổn định, được định nghĩa như sau:

\[
N_s=\frac{\gamma H}{s_u}
\tag{5-22}
\]

trong đó:
\(\qquad \gamma =\) trọng lượng đơn vị tổng của đất
\(\qquad H =\) chiều cao mái dốc
\(\qquad s_u =\)cường độ chống cắt không thoát nước của đất

Sức chịu tải cực hạn của móng gần mái dốc được tính bằng hệ số giảm \((RC_{slope})\), như chỉ ra trong Hình 5-8. Bảng 5-9 cung cấp các giá trị \(RC_{slope}\) dựa trên kích thước móng \((B/H)\), khoảng cách từ mái dốc \((b/B)\), góc mái dốc \((\beta)\), và số ổn định mái dốc \((N_s)\) (Leshchinsky và Xie 2017). Nên nội suy để xác định \(RC_{slope}\) cho các điều kiện trung gian. Đối với mái dốc dốc hơn hoặc tỷ số \(b/B\) lớn hơn, nên tham khảo Leshchinsky và Xie (2017).

Bảng 5-9. Các hệ số giảm sức chịu tải đối với móng gần mái dốc trong điều kiện không thoát nước
(theo Leshchinsky và Xie 2017)

\(\\\)

5-3.4.2 Điều kiện thoát nước.

Đối với điều kiện thoát nước, ảnh hưởng của mái dốc đến sức chịu tải có thể đáng kể hơn. Mức độ giảm sức chịu tải phụ thuộc vào góc ma sát theo ứng suất hữu hiệu, ngoài các hệ số tương tự như trong trường hợp không thoát nước. Bảng 5-10 tóm tắt các hệ số giảm cho các điều kiện thường gặp trong thực tế kỹ thuật khi \(c’ > 0\). Các hệ số cho \(B/H = 2\) và các góc mái dốc khác có thể tham khảo trong Leshchinsky và Xie (2017). Đối với các trường hợp \(c’ = 0\), có thể sử dụng phương pháp Meyerhof (1957) được trình bày ở cuối mục này.

Đối với đất được mô hình hóa với lực dính theo ứng suất hữu hiệu \(c’\), cần sử dụng một số ổn định để xét đến ảnh hưởng của lực dính như sau:

\[
N_s=\frac{\gamma \cdot H}{c’}
\tag{5-23}
\]

trong đó:
\(\qquad \gamma =\) trọng lượng đơn vị của đất có xét đến ảnh hưởng của nước ngầm (Mục 5-3.2),
\(\qquad H =\) chiều cao mái dốc, và
\(\qquad c’ =\) lực dính theo ứng suất hữu hiệu của đất.

Bảng 5-10. Các hệ số giảm sức chịu tải đối với móng gần mái dốc trong điều kiện thoát nước bão hòa
(theo Leshchinsky và Xie, 2017)

\(\\\)

Như chỉ ra trong Hình 5-8, sức chịu tải đã giảm được xác định bằng cách nhân \(RC_{slope}\) với \(q_{ult}\) ứng với điều kiện không có mái dốc và không có chiều sâu chôn móng. Mức giảm sức chịu tải lớn nhất có thể xảy ra đối với các móng có tỷ số \(b/B\) nhỏ và mái dốc lớn.

Các hệ số giảm trong Bảng 5-10 được cung cấp cho \(N_s\) nhỏ hơn 2, cho thấy các giá trị \(c’\) tương đối cao. Leshchinsky và Xie cũng cung cấp các hệ số cho \(N_s = 4\). Đối với các số ổn định cao hơn này, bản thân mái dốc có khả năng đang ở trạng thái giới hạn; hoặc tình huống bị chi phối bởi cường độ ma sát, và có thể phù hợp khi bỏ qua ảnh hưởng của \(c’\).

Khi không có hoặc bỏ qua \(c’\), có thể sử dụng lời giải dạng biểu đồ của Meyerhof (1957), được trình bày trong Hình 5-9. Meyerhof cung cấp các hệ số \((N_{\gamma,slope})\) xét đến ảnh hưởng của chiều sâu chôn móng đối với \(D_f/B = 1\), và khuyến nghị nội suy cho các chiều sâu chôn móng trung gian. Như chỉ ra trong Hình 5-8, số hạng \(N_q\) không được dùng để tính sức chịu tải vì đóng góp của nó đã được bao gồm trong các giá trị \(N_{\gamma,slope}\).

5-3.5 Ví dụ tính sức chịu tải.

Hình 5-10 đến Hình 5-12 trình bày các ví dụ chi tiết về việc áp dụng các phương pháp Terzaghi, Meyerhof và Brinch Hansen trong phân tích sức chịu tải. Các ví dụ này minh họa việc sử dụng các hệ số hình dạng, chiều sâu và tải trọng nghiêng. Các ví dụ tính toán độ lệch tâm sử dụng cả phương pháp Meyerhof và Brinch Hansen được trình bày trong Hình 5-13.

5-3.6 Đất không đồng nhất và địa tầng phân lớp.

Điều kiện đất hiếm khi đồng nhất như giả định trong các lý thuyết sức chịu tải. Ví dụ, đất sét thường được mô hình hóa bằng cường độ chống cắt không thoát nước tăng theo chiều sâu. Đất phân lớp có thể gây vấn đề cho phân tích sức chịu tải khi cường độ của hai lớp khác nhau đáng kể. Cần xét đến sự phân lớp khi đỉnh của lớp dưới nằm phía trên độ sâu lớn nhất của phá hoại cắt tổng quát. Trong trường hợp này, cả hai lớp đều góp phần vào sức chịu tải của móng.

Zone II (Hình 5-4) thường kéo dài đến độ sâu khoảng \(0.85B\) đến \(B\) bên dưới cao độ đặt móng. Theo hướng thận trọng, độ sâu này được giả định bằng \(B\) cho các phương pháp này. Có thể xét bốn trường hợp đất phân lớp như sau:

• Trường hợp 1: Không thoát nước – \(s_u\) tăng theo chiều sâu;
• Trường hợp 2: Không thoát nước – đất sét phân lớp;
• Trường hợp 3: Không thoát nước – đất không bão hòa hỗn hợp \((c-\phi)\); và
• Trường hợp 4: Cát thoát nước \((c’ = 0)\) nằm trên đất sét không thoát nước \((s_u)\).

Hình 5-14 minh họa các điều kiện được sử dụng cho bốn trường hợp này. Mỗi trường hợp được thảo luận trong các đoạn sau.

5-3.6.1 Trường hợp 1: Đất sét không thoát nước – \(s_u\) tăng theo chiều sâu

Trường hợp 1 thể hiện sự gia tăng cường độ điển hình theo chiều sâu đối với đất sét cố kết thường và một số đất sét quá cố kết, như minh họa trong Hình 5-14(a). Sức chịu tải sẽ tăng do cường độ tăng theo chiều sâu. Davis và Booker (1973) đã xem xét vấn đề này theo tỷ số cường độ không thoát nước.

Dựa trên nghiệm dẻo giới hạn trên, Chi và Lin (2020) đề xuất rằng hệ số sức chịu tải, \(N_c\), đối với móng băng nhẵn tuyệt đối trên đất sét có cường độ tăng theo chiều sâu có thể được xác định như sau:

\[
N_c = 5.14 + \frac{k \cdot B}{s_{u0}}
\tag{5-24}
\]

trong đó:
\(\qquad s_{u0} =\) lực dính tại bề mặt lớp đất sét,
\(\qquad B =\) bề rộng móng, và
\(\qquad k =\) tốc độ tăng của \(s_u\) theo chiều sâu.

Các nghiệm của $N_c$ theo Davis và Booker (1973) và Chi và Lin (2020) được biểu diễn trên Hình 5-15. Phương trình 5-22 cho kết quả nằm giữa các nghiệm tương ứng với trường hợp đáy móng nhẵn hoàn toàn và đáy móng nhám hoàn toàn.

Do đáy móng thực tế không hoàn toàn nhẵn cũng không hoàn toàn nhám, phương pháp này cho kết quả phù hợp tốt với móng thực tế.

Sức chịu tải được xác định bằng giá trị $N_c$ đã tính toán và $s_{u0}$. Một ví dụ tính toán được trình bày trong Hình 5-16.

5-3.6.2 Trường hợp 2: Đất sét phân lớp, không thoát nước

Địa tầng đất sét phân lớp thường gặp trong thực tế. Ví dụ, một lớp đất sét yếu trẻ hơn sau băng hà có thể phủ lên một lớp đất sét cứng hơn, cổ hơn. Trong các trường hợp khác, một lớp đất sét cứng hơn, được tạo thành do khô nứt, có thể phủ lên một lớp đất sét mềm hơn. Nhiều nhà nghiên cứu đã xem xét dạng phân lớp này, ví dụ: Button (1953), Brown và Meyerhof (1969), Griffiths (1982), Merifield và cộng sự (1999), Zhu (2004), Szypcio và Dołżyk (2006), và Chi và Lin (2020).

Khi lớp đất phía trên mềm hoặc yếu hơn lớp sét bên dưới, phá hoại xảy ra trong lớp đất mềm phía trên hoặc dọc theo mặt tiếp xúc giữa hai lớp đất. Hiện tượng này có thể được minh họa bằng mô phỏng máy tính như trình bày trong Hình 5-17(a) (Griffiths, 1999). Trong trường hợp này, phá hoại sức chịu tải do cắt tổng thể kinh điển không xảy ra; thay vào đó, xảy ra dạng phá hoại ép trồi (squeezing failure) phía trên hoặc dọc theo ranh giới giữa hai lớp.

Brown và Meyerhof (1969) đã đưa ra các quan hệ trình bày trong Hình 5-18 để ước tính các hệ số sức chịu tải hiệu chỉnh $(N_{c,m,s}$ và $N_{c,m,c})$ cho móng băng và móng tròn đặt trên hệ đất sét hai lớp. Phần bên phải của hình được sử dụng cho trường hợp lớp phía trên là lớp đất mềm.

Khi đỉnh của lớp đất cứng nằm dưới cao độ đáy móng một khoảng lớn hơn 70% chiều rộng móng, H/B ≥ 0.7 thì sức chịu tải không bị ảnh hưởng bởi sự hiện diện của lớp đất cứng hơn bên dưới.

Brown và Meyerhof không đưa ra các phương trình cho phần bên phải của Hình 5-18. Tuy nhiên, Bảng 5-11 trình bày phạm vi giá trị của các hệ số sức chịu tải hiệu chỉnh áp dụng cho các điều kiện này.

Khi lớp đất phía trên cứng hơn hoặc có cường độ lớn hơn, móng có xu hướng xuyên thủng (punching) lớp cứng xuống lớp mềm bên dưới, tạo ra phá hoại cắt tổng quát trong lớp đất sét mềm như minh họa ở Hình 5-17(b). Các phương trình trình bày trong Hình 5-18 có thể được sử dụng khi lớp đất phía trên cứng hơn hoặc mạnh hơn. Cường độ chống cắt không thoát nước của lớp đất phía trên được sử dụng để tính toán khả năng chịu tải với các hệ số khả năng chịu tải đã hiệu chỉnh này. Khi \(0.7 < s_{u2}/s_{u1} < 1\), nên giảm các giá trị \(N_{c,m,s}\) và \(N_{c,m,c}\) đi 10%. Khi lớp đất yếu nằm sâu hơn ba lần bề rộng móng tính từ cao trình đặt móng \((H/B > 3)\), khả năng chịu tải không bị ảnh hưởng bởi sự hiện diện của lớp đất sâu hơn.

Đối với mặt cắt đất sét phân lớp, hệ số khả năng chịu tải hiệu chỉnh cho móng chữ nhật \((N_{c,m,r})\) có thể được ước tính từ các hệ số tương ứng của móng tròn và móng băng như sau:

\[
N_{c,m,r} = N_{c,m,c}\left(\frac{B}{L}\right)
+
N_{c,m,s}\left(1-\frac{B}{L}\right)
\tag{5-25}
\]

Trong đó:
\(\qquad N_{c,m,s} =\) hệ số khả năng chịu tải hiệu chỉnh đối với móng băng (strip footing) – Hình 5-18(a);
\(\qquad N_{c,m,c} =\) hệ số khả năng chịu tải hiệu chỉnh đối với móng tròn – Hình 5-18(b);
\(\qquad B =\) bề rộng móng chữ nhật;
\(\qquad L =\) chiều dài móng chữ nhật.

Ảnh hưởng của tải phủ \((N_q = 1)\) có thể được xét đến cùng với các hệ số \(N_{c,m}\) được trình bày trong mục này. Tải phủ không được đưa vào các thí nghiệm làm cơ sở xây dựng các hệ số này. Do đó, không nên kết hợp các hệ số nghiêng tải (inclination factors) với các hệ số khả năng chịu tải hiệu chỉnh này. Ví dụ minh họa được trình bày trong Hình 5-19.

Bảng 5-11. Giá trị hệ số khả năng chịu tải, N_m,s, đối với móng băng
(theo Brown và Meyerhof, 1969; Meyerhof và Hanna, 1978; Merifield và cộng sự, 1999; và Zhu, 2004)

\(\\\)

5-3.6.3 Trường hợp 3: Các lớp đất hỗn hợp – không bão hòa, không thoát nước

Khả năng chịu tải của mặt cắt đất hỗn hợp gồm cát và sét có thể được đánh giá bằng phương pháp của Satyanarayana và Garg (1980). Phương pháp này đã được kiểm chứng bằng các mẫu không bão hòa, được đầm chặt, và nên được xem là áp dụng được cho điều kiện không bão hòa, không thoát nước được đặc trưng bởi các thông số \(c-\phi\). Trừ khi gặp ranh giới cứng như minh họa ở Hình 5-14(b), chiều dày của lớp thứ hai được xác định như sau:

\[
H_2 = (2B – H_1)\left(\frac{c_1 + \tan \phi_1}{c_2 + \tan \phi_2}\right)
\tag{5-26}
\]

trong đó:
\(\qquad B =\) bề rộng móng băng,
\(\qquad H_1 =\) chiều dày lớp trên bên dưới cao trình đặt móng,
\(\qquad c_1, c_2 =\) lực dính không thoát nước của lớp trên và lớp dưới, tương ứng,
\(\qquad \phi_1, \phi_2 =\) góc ma sát không thoát nước của lớp trên và lớp dưới, tương ứng.

Các thông số cường độ chống cắt trung bình được tính như sau:

\[
c_{ave} = \frac{H_1c_1 + H_2c_2}{H_1 + H_2}
\tag{5-27}
\]

và

\[
\phi_{ave} =
\tan^{-1}
\left[
\frac{H_1 \tan \phi_1 + H_2 \tan \phi_2}{H_1 + H_2}
\right]
\tag{5-28}
\]

Các thông số này nên được sử dụng với lý thuyết khả năng chịu tải của Terzaghi.

5-3.6.4 Trường hợp 4: Lớp cát nằm trên đất sét

Meyerhof (1974) đã nghiên cứu móng nông đặt trên các lớp cát và đất sét. Trong một số trường hợp, các lớp cát hoặc đất hạt thô gần mặt đất nằm trên lớp đất sét bên dưới. Lớp cát có thể là lớp tự nhiên hoặc lớp đắp được kiểm soát kỹ thuật. Hình 5-21 minh họa hai khả năng. Ở bên trái là lớp cát mỏng và/hoặc chặt; mặt trượt phá hoại do khả năng chịu tải có thể xuyên qua lớp cát xuống lớp đất sét. Một lực bị động \((P_p)\) phát triển dọc theo mặt trượt phá hoại trong lớp cát, giúp chống lại tải trọng móng.

Khi lớp cát rời hoặc dày, mặt trượt phá hoại do khả năng chịu tải có thể vẫn nằm trong lớp cát như minh họa ở Hình 5-21(b). Vị trí của mặt trượt phá hoại phụ thuộc vào độ chặt tương đối của cát, tỷ số giữa bề rộng móng và chiều sâu lớp cát bên dưới cao trình đặt móng, \(H_1\), và cường độ tương đối của lớp đất sét bên dưới. Nếu cả hai địa tầng có khả năng chịu tải riêng lẻ tương tự nhau, mặt trượt phá hoại do khả năng chịu tải có thể kéo dài vào lớp đất sét.

Các hệ số \(K_s\) và \(s \cdot K_s\) có thể được ước tính bằng các xu hướng trong Hình 5-22. Giá trị \(\delta/\phi’\) dùng cho độ nghiêng của lực bị động tác dụng lên mặt trượt phá hoại xuyên qua lớp cát như minh họa ở Hình 5-21. Các thí nghiệm mô hình của Meyerhof (1974) và quan sát hiện trường trên móng kích thước thật cho thấy các xu hướng lý thuyết có thể được sử dụng an toàn. Meyerhof và Hanna (1978) cho thấy \(\delta/\phi’\) tăng đến 1 khi khả năng chịu tải của đất sét tiến gần đến khả năng chịu tải của cát. Một ví dụ được trình bày trong Hình 5-23.

Nếu đất sét cứng hoặc đá nằm bên dưới lớp cát, lớp cát mỏng có thể bị ép trồi ra khỏi móng khi phá hoại. Các hệ số khả năng chịu tải và hệ số hình dạng áp dụng cho trường hợp này phụ thuộc vào tỷ số \(H_1/B\), trong đó \(H_1\) là chiều dày lớp cát bên dưới cao trình đặt móng. Các hệ số khả năng chịu tải và hệ số hình dạng đã hiệu chỉnh có thể tìm thấy trong Hình 5-24 và nên được sử dụng với Phương trình 5-15. Khả năng chịu tải tính bằng các hệ số đã hiệu chỉnh cần được so sánh với khả năng chịu tải của lớp đất sét cứng bên dưới. Nếu khả năng chịu tải của đất sét thấp hơn, thì sử dụng giá trị đó thay thế.

5-3.7 Sức chịu tải của đá.

Ba loại thông số cường độ chống cắt được sử dụng trong cơ học đá, tùy thuộc vào cấu trúc đá được đánh giá: 1) cắt mẫu nguyên vẹn, 2) cắt dọc theo khe nứt hoặc mặt nứt, hoặc 3) cắt qua khối đá nứt nẻ. Đối với sức chịu tải, cắt dọc theo khe nứt đá là trường hợp được áp dụng nhiều nhất.

Bảng 5-12 cung cấp các giá trị \(\phi’\) điển hình cho các khe nứt và mối nối trong đá. Các khe nứt đá có dạng lượn sóng hoặc không đều gọi là asperities, làm tăng sức kháng ma sát của các khe nứt đá nhẵn (Stagg và Zienkiewicz 1968). Góc asperity \((i)\) thường nằm trong khoảng 10 đến 15°. Góc ma sát thiết kế \((\phi’_{rf})\) được xác định bằng cách cộng góc ma sát của đá, như trong Bảng 5-12, với góc asperity.

Bảng 5-12 Khoảng giá trị các tính chất của các loại đá
(theo Wyllie và Norrish 1996 và Bowles 1996)

Sức chịu tải của đá có thể được tính bằng phương pháp Terzaghi cùng với các hệ số hình dạng Terzaghi (Bảng 5-5). Tuy nhiên, các hệ số sức chịu tải đối với đá là khác và được Stagg và Zienkiewicz (1968) đưa ra dựa trên \(\phi’_{rf}\) như sau:

\[
N_c = 5 \tan^4(45 + \dfrac{\phi’_{rf}}{2})
\tag{5-29}
\]

\[
N_q = \tan^6(45 + \dfrac{\phi’_{rf}}{2})
\tag{5-30}
\]

và

\[
N_\gamma = N_q + 1
\tag{5-31}
\]

trong đó: \(\phi’_{rf}\) = góc ma sát của khe nứt đá, có xét đến ảnh hưởng của asperities.

Việc đánh giá sức chịu tải của đá cũng nên bao gồm một chỉ tiêu về chất lượng đá, chẳng hạn như Rock Quality Designation (RQD) hoặc Geological Strength Index (GSI). RQD có thể được đưa vào như một hệ số giảm sức chịu tải cực hạn, theo đề xuất của Bowles (1996):

\[
q’_{ult} = q_{ult} \cdot RQD^2
\tag{5-32}
\]

trong đó: \(q’_{ult}\) = sức chịu tải cực hạn đã giảm.

Đối với Phương trình 5-32, RQD nên được đánh giá đến độ sâu \(B\) bên dưới móng và phải được biểu thị dưới dạng số thập phân, không phải phần trăm. Hệ số an toàn từ 3 đến 4 được khuyến nghị để tính \(q_{all,net}\) từ \(q’_{ult}\) cho móng đặt trên đá. Khi sử dụng RQD, vật liệu đá phải đáp ứng các tiêu chí về độ cứng và độ bền chắc do Deere và Deere (1989) định nghĩa. Trong đá khối lớn có ít khe nứt, RQD có thể là 100 phần trăm (1.0), và giá trị \(q’_{ult}\) sẽ bằng \(q_{ult}\).

Một số loại đá có trạng thái mềm và phong hóa mạnh đến phong hóa hoàn toàn, nghĩa là phần lớn hoặc toàn bộ các khoáng vật đã bị phân hủy thành đất. Cấu tạo bề mặt (texture) trở nên khó nhận biết, nhưng kiến trúc và cấu trúc (fabric and structure) vẫn được bảo tồn (ISRM 1978).

Đá mềm có thể cạo được bằng dao và có thể tạo vết lõm sâu từ 1 đến 3 mm bằng đầu nhọn của búa địa chất (pick) (NRCS 2022). Trong trường hợp này, RQD sẽ gần bằng 0, và vật liệu đá mềm nên được đánh giá như đất, sử dụng các hệ số sức chịu tải trình bày tại Mục 5-3.1.2.

Cường độ chống cắt không thoát nước dùng cho phép tính này có thể được xác định bằng thí nghiệm pressuremeter trong đất hoặc pressuremeter trong đá (rock dilatometer), tùy thuộc vào cường độ của vật liệu, như trình bày trong Chương 2 của DM 7.1.

Các ví dụ tính toán minh họa sức chịu tải của nền đá được trình bày trong Hình 5-25.

5-4 THIẾT KẾ ĐỊA KỸ THUẬT MÓNG CHUNG VÀ MÓNG BÈ.

Móng chung (combined footing) và móng bè (mat foundation) được thiết kế như mô tả bởi Viện Bê tông Hoa Kỳ (ACI) (2002). Các đoạn sau mô tả các thông tin đầu vào cần thiết mà kỹ sư địa kỹ thuật cần cung cấp cho kỹ sư kết cấu trước và trong quá trình thiết kế các móng này. Một ví dụ mở rộng về khảo sát hiện trường, thí nghiệm trong phòng và tính toán được trình bày trong Phụ lục B.

ACI 336.2R-88 (Reapproved 2002) – tài liệu đã được ACI rút (Withdrawn); ACI Committee 336 hiện đang cập nhật PRC-336.2.

5-4.1 Định nghĩa và ứng dụng.

Mục này xem xét thiết kế móng nông chịu tải trọng từ nhiều hơn một cột hoặc tường như đã định nghĩa ở trên. Các định nghĩa sau là hữu ích và đã được tóm tắt từ ACI (2002):

• Móng chung (combined footing) – móng đỡ tải trọng của nhiều hơn một cột. Móng chung được sử dụng khi các tải trọng cột bố trí gần nhau đến mức các móng riêng lẻ sẽ chồng lấn lên nhau, và do đó các móng được gộp lại để chịu tải.
• Móng liên tục (continuous footing) – móng đỡ hai hoặc nhiều cột trên cùng một hàng. Móng liên tục được sử dụng dưới tải trọng tường và khi khoảng cách giữa các cột đủ gần để có thể gộp các móng riêng lẻ.
• Móng dạng lưới (grid foundation) – móng được tạo bởi các móng liên tục giao nhau. Móng dạng lưới là một biến thể của móng liên tục.
• Móng bè (mat foundation) – móng liên tục đỡ các cột theo nhiều hàng ở mỗi phương, bao phủ diện tích ít nhất 75% tổng diện tích công trình. Móng bè thường phù hợp khi: 1) tổng diện tích các móng riêng lẻ vượt quá khoảng 75% tổng diện tích móng; 2) các lớp đất dưới mặt đất có chứa hang rỗng hoặc thấu kính nén lún và lún lệch là vấn đề đáng quan tâm; 3) các lớp đất dưới mặt đất có tính nén lún cao và cần giảm áp lực đáy móng; hoặc 4) cần chống lực đẩy nổi thủy tĩnh.
• Móng cứng (rigid foundation) – tải trọng gây ra tỷ số lún lệch trên tổng lún ≤ 0.1.
• Móng mềm (flexible foundation) – không đáp ứng các yêu cầu đối với móng cứng.

Thiết kế các móng này, đặc biệt là móng bè, là một quá trình lặp giữa kỹ sư địa kỹ thuật và kỹ sư kết cấu. Phản ứng của đất được xác định dựa trên áp lực tiếp xúc của móng bè, từ đó tạo ra tải trọng thuần, độ mềm và mô đun. Do đó, độ võng tính toán của móng bè và phản ứng của đất phải hội tụ. Các cân nhắc về kinh tế cũng sẽ ảnh hưởng đến việc lựa chọn móng chung và móng bè so với các phương án khác. Sàn bê tông trên nền đất không được xét trong phần thảo luận này.

       P1        P2        P3
       ↓         ↓         ↓
       │         │         │
   ┌───┴─────────┴─────────┴───┐
   │         MÓNG BÈ            │
   └────────────────────────────┘
      ↑ ↑ ↑ ↑ ↑ ↑ ↑ ↑ ↑ ↑
       phản lực tiếp xúc đất

       tải sử dụng
    ↓ ↓ ↓ ↓ ↓ ↓ ↓ ↓
 ─────────────────────  slab-on-grade
 █████████████████████  lớp nền
 ░░░░░░░░░░░░░░░░░░░  đất nền

        │
        │ cột
        ↓
     ┌───────┐
     │ móng  │   ← móng riêng
     └───────┘

5-4.2 Móng cứng

Móng cứng là các móng mà do có độ cứng lớn nên không cho phép các cột hoặc tường riêng lẻ lún lệch nhau. Móng cứng tạo ra độ lún đều nếu được chất tải đều. Tuy nhiên, áp lực tiếp xúc không phân bố đều đối với đất hạt thô lý tưởng \((c’ = 0 \text{ psf})\) hoặc đất hạt mịn bão hòa \((\phi = 0)\), như thể hiện trong Hình 5-26.

Trong thiết kế, kỹ sư kết cấu thường giả định áp lực tiếp xúc bằng tải trọng tổng cộng tác dụng lên móng chia cho diện tích móng đối với các móng cứng này. Đây là cách tiếp cận được chấp nhận theo ACI (2002), vì các ước tính tải trọng bảo thủ dùng để tính lún và hệ số an toàn đủ lớn đối với sức chịu tải cực hạn.

Tuy nhiên, nhiều móng chịu tải trọng không đều. Thông thường, trong những trường hợp này, người ta giả định áp lực tiếp xúc phân bố tuyến tính, không đều, chẳng hạn như dưới tường chắn, nơi áp lực tại mũi móng là lớn nhất và áp lực tại gót móng là nhỏ nhất.

5-4.2.1 Tiêu chí móng cứng.

Móng chung và móng bè có thể được thiết kế như các kết cấu cứng nếu chúng thỏa mãn tiêu chí hệ số độ cứng tương đối, \(K_r\), do Meyerhof (1953) phát triển:

\[
K_r=\frac{E’I_b}{E_s B^3}
\tag{5-33}
\]

trong đó:
\(\qquad E’I_b =\) độ cứng uốn của kết cấu (nằm ngoài phạm vi tài liệu này),
\(\qquad E_s =\) mô đun đất, và
\(\qquad B =\) bề rộng móng.

Việc tính toán độ cứng tương đối là công việc phối hợp giữa kỹ sư kết cấu và kỹ sư địa kỹ thuật. Giá trị sơ bộ của \(E_s\) phải được kỹ sư địa kỹ thuật cung cấp cho kỹ sư kết cấu. Giá trị gần đúng của độ cứng trên một đơn vị bề rộng của công trình và bề rộng móng được kỹ sư kết cấu ước tính. Dựa vào các thông tin này, kỹ sư kết cấu tính hệ số độ cứng tương đối, \(K_r\), của móng. Kỹ sư kết cấu cần thông báo cho kỹ sư địa kỹ thuật biết móng là cứng hay mềm, hoặc cả hai loại móng có cần được kỹ sư địa kỹ thuật xem xét hay không. Khi \(K_r \ge 0.5\), tỷ số giữa độ lún lệch và tổng độ lún khoảng bằng hoặc nhỏ hơn 0.1, và móng có thể được xem là cứng.

Khoảng cách giữa các cột có thể được sử dụng để xác định liệu móng liên tục có thể được xem là cứng hay không, bằng cách dùng một hệ số \(\lambda\) dựa trên độ cứng của đất và móng.

\[
\lambda=\sqrt[4]{\frac{k_s \cdot B}{4E_c \cdot I}}
\tag{5-34}
\]

trong đó:
\(\qquad k_s =\) hệ số phản lực nền (xem Mục 5-4.5),
\(\qquad E_c =\) mô đun của bê tông, và
\(\qquad I =\) mô men quán tính của móng.

Một móng có thể được xem là cứng nếu khoảng cách trung bình của hai nhịp cột liền kề nhỏ hơn \(1.75/\lambda\), với điều kiện tải trọng cột liền kề và khoảng cách cột không thay đổi quá 20 phần trăm. Việc đánh giá này thường do kỹ sư kết cấu thực hiện.

Nếu móng thỏa mãn một trong hai tiêu chí này, móng có thể được thiết kế như móng cứng với phân bố tuyến tính của áp lực đất dựa trên tĩnh học. Do đó, giả thiết dùng trong thiết kế là tồn tại quan hệ đường thẳng giữa áp lực tiếp xúc lớn nhất và nhỏ nhất bên dưới móng. Trong trường hợp này, kỹ sư địa kỹ thuật chịu trách nhiệm cung cấp áp lực đáy móng cho phép thuần, \(q_{all,net}\), như mô tả trong Mục 5-2.4. Độ lún cần được ước tính bằng các phương pháp trong Chương 5 của DM 7.1.

5-4.3 Tiêu chí móng mềm.

Nếu \(K_r < 0.5\), móng nên được thiết kế như móng mềm. Ví dụ, khi \(K_r = 0\), tỷ số giữa độ lún lệch và tổng độ lún khoảng 0.5 và 0.35 lần lượt đối với móng liên tục và móng vuông, theo ACI (2002).

Nếu một móng được xem là mềm, móng thường được kỹ sư kết cấu thiết kế như một dầm trên nền đàn hồi. Hình 5-27 minh họa áp lực tiếp xúc đối với các móng này khi chịu tải phân bố đều và được đặt trên đất hạt thô lý tưởng \((c’ = 0)\) và đất hạt mịn \((\phi = 0)\). Áp lực tiếp xúc sẽ đồng đều đối với tải trọng phân bố đều, và độ lún sẽ lớn nhất ở mép móng đối với đất hạt thô, còn đối với đất sét bão hòa thì có dạng hình bát úp, với độ lún lớn nhất tại tâm móng.

5-4.4 Dữ liệu đầu vào cần thiết để phân tích móng liên tục và móng bè.

Hầu hết kỹ sư kết cấu sử dụng phần mềm để thiết kế móng liên tục và móng bè. Có các nghiệm giải tích dạng kín cho một số bài toán cụ thể (Hetenyi 1948), nhưng không áp dụng cho các trường hợp phức tạp hơn. Hai quy trình thường dùng để đánh giá phản ứng của đất đối với móng liên tục hoặc móng bè là phương pháp phần tử hữu hạn (FEM), sử dụng các hằng số đàn hồi, và phương pháp lưới hữu hạn (FGM), sử dụng mô hình móng Winkler với các lò xo đàn hồi. Các lò xo có thể liên kết hoặc không liên kết với nhau. Các đặc tính của những lò xo này được ước tính bằng mô đun phản lực nền \((k_s)\), được hiệu chỉnh theo kích thước móng hoặc diện tích phân bố của một nút đối với móng bè. Cũng cần xét đến sự thay đổi của mô đun phản lực nền theo chiều sâu. Lò xo không liên kết là một giả thiết đơn giản hóa mà kỹ sư kết cấu có thể dùng trong thiết kế.

Móng mềm gây ra các vấn đề đáng kể về tương tác đất–kết cấu, đòi hỏi kỹ sư địa kỹ thuật và kỹ sư kết cấu phối hợp với nhau để tìm ra giải pháp phù hợp. Khi hệ số độ cứng tương đối cho thấy móng có thể nằm ở ranh giới giữa cứng và mềm, kỹ sư kết cấu có thể chọn phân tích móng theo cả hai trường hợp: kết cấu cứng và kết cấu mềm. Việc phân tích móng như một bản mềm trên nền đàn hồi có vẻ là cách tiếp cận chính xác hơn. Tuy nhiên, một số yếu tố làm giảm độ chính xác của cách tiếp cận này, bao gồm:

• Khó khăn trong việc ước tính và gán các thông số đàn hồi của đất: \(k_s\), \(E_s\), và \(\nu\);
• Sự thay đổi theo phương ngang và phương đứng của bề dày và đặc tính địa tầng đất;
• Hình dạng móng bè;
• Sự đa dạng của tải trọng kết cấu bên trên và các giả thiết khi xây dựng các tải trọng đó; và
• Ảnh hưởng tương tác giữa độ cứng của kết cấu bên trên và độ cứng của móng liên tục hoặc móng bè.

Tùy thuộc vào việc sử dụng phương pháp FEM hay FGM, kỹ sư kết cấu có thể cần kỹ sư địa kỹ thuật cung cấp các dữ liệu đầu vào sau để thiết kế móng mềm:

• Áp lực đáy móng cho phép thuần, \(q_{all,net}\);
• Độ lún ước tính, \(s\);
• Mô đun đất ước tính, \(E_s\);
• Hệ số Poisson, \(\nu\); và
• Mô đun phản lực nền ước tính, \(k_s\).

Nhìn chung, đất bên dưới móng chung hoặc móng bè không đồng nhất, và kỹ sư địa kỹ thuật phải xây dựng ứng xử và đặc tính đất phù hợp đại diện cho điều kiện địa tầng, điều kiện tải trọng và chiều sâu ảnh hưởng ứng suất. Việc ước tính áp lực đáy móng cho phép đã được thảo luận trong Mục 5-2 và 5-3. Các phương pháp tính độ lún ước tính được trình bày trong Chương 5 của DM 7.1. Các phương pháp ước tính \(k_s\), \(E_s\), và \(\nu\) được thảo luận trong mục sau.

Các khuyến nghị về dữ liệu đầu vào này cũng phải xét đến các ảnh hưởng phụ thuộc thời gian, có thể làm thay đổi mô men và lực cắt trong móng bè và kết cấu bên trên. Các ảnh hưởng phụ thuộc thời gian xảy ra cả trong và sau khi thi công, bao gồm:

• Nâng nền và tái nén của nền đất sau khi đào;
• Lún cố kết dài hạn của đất sét.

Các trường hợp tải trọng sau phải được xem xét:

• 1) tải trọng theo giai đoạn,
• 2) tĩnh tải sau đó đến hoạt tải,
• 3) lún đàn hồi ngắn hạn của cát, và
• 4) chuyển vị cắt của đất nền.

Tải trọng theo giai đoạn và tĩnh tải, hoạt tải sẽ được đưa vào ước tính độ lún vì tải trọng kết cấu được sử dụng trong các tính toán độ lún. Lún đàn hồi phụ thuộc thời gian của cát cũng có thể được đưa vào ước tính độ lún bằng cách sử dụng phương pháp Schmertmann và nnk. (1978). Chuyển vị cắt của đất không nên xảy ra nếu sử dụng hệ số an toàn chịu tải phù hợp.

5-4.5 Mô đun phản lực nền (Modulus of Subgrade Reaction)

Mô đun phản lực nền \((k_s)\) là tỷ số giữa áp lực tiếp xúc và biến dạng tương ứng, hay độ lún, và có đơn vị là lực trên một đơn vị thể tích. Các tên gọi khác gồm hệ số phản lực nền hoặc phản lực nền. Mô đun phản lực nền được minh họa trong Hình 5-28 và có thể được tính như sau:

\[
k_s = q/s
\tag{5-35}
\]

trong đó:
\(\qquad q =\) áp lực tiếp xúc tác dụng vuông góc với diện tích tiếp xúc, và
\(\qquad s =\) độ lún của đất.

Các giá trị \(k_s\) điển hình được trình bày trong Bảng 5-13 và có thể được sử dụng làm cơ sở tham khảo để so sánh với các giá trị đo được hoặc tính toán được. Không nên sử dụng bảng này để tính giá trị trung bình của \(k_s\) do khoảng biến thiên của các giá trị là rất lớn. Hai quy trình để ước tính \(k_s\) được trình bày dưới đây.

Bảng 5-13. Giá trị mô đun phản lực nền điển hình (theo Bowles, 1996)

5-4.5.1 Ước tính \(k_s\) từ thí nghiệm bàn nén.

Thí nghiệm bàn nén có thể được sử dụng để ước tính \(k_s\), trong đó một bàn nén hình vuông hoặc tròn rộng 1 foot được ép vào nền đất. Áp lực và độ võng được đo như trình bày trong Hình 5-28. Quan hệ áp lực–độ võng thường phi tuyến. Đường cát tuyến qua một điểm độ lún cụ thể, ví dụ độ lún 1 inch và gốc tọa độ, thường được dùng để xác định \(k_s\) cho thí nghiệm bàn nén.

Thí nghiệm bàn nén có giá trị hạn chế đối với móng do ảnh hưởng của kích thước bàn nén và hiệu ứng tỷ lệ. Nếu móng chung có bề rộng nhỏ hơn hoặc bằng 5 ft với điều kiện đất đồng nhất trong chiều sâu ảnh hưởng (2B đối với móng vuông hoặc 4B đối với móng liên tục), giá trị \(k_s\) dùng cho thiết kế móng có thể được ước tính từ thí nghiệm bàn nén theo đề xuất của Sowers (1977):

\[
k_s = k_p \left(\frac{B_p}{B}\right)^n
\tag{5-36}
\]

trong đó:
\(\qquad k_p =\) mô đun phản lực nền từ thí nghiệm bàn nén,
\(\qquad B_p =\) bề rộng bàn nén,
\(\qquad B =\) bề rộng móng, và
\(\qquad \) n = 0.5 đến 0.7.

Kết quả thí nghiệm bàn nén không thể được mở rộng cho các móng lớn hơn và móng bè do sự thay đổi đặc tính đất trong phạm vi chiều sâu ảnh hưởng ứng suất.

5-4.5.2 Ước tính $k_s$ từ các tham số đàn hồi

Giả thiết đất làm việc như một môi trường đàn hồi, độ lún có thể được ước tính dựa trên kích thước móng, áp lực nền, cũng như các đặc trưng của đất là $E_s$ và $\nu$. Các hệ số ảnh hưởng ($\mu_0$ và $\mu_1$) được sử dụng để xét đến chiều sâu chôn móng, hình dạng móng và chiều sâu đến lớp đất cứng. Các hệ số này được trình bày trong Hình 5-29.

Sử dụng định nghĩa của $k_s$ trong Phương trình 5-32, phương trình tính độ lún đàn hồi có thể được viết lại như sau:

\[ k_s = \dfrac{q}{s} = \dfrac{1}{\dfrac{B}{E_s}\mu_0\mu_1}\tag{5-37}\]

trong đó:

• $B$ = bề rộng móng;
• $E_s$ = mô đun đàn hồi của đất trong phạm vi vùng ảnh hưởng của móng;
• $\mu_0$ = hệ số ảnh hưởng liên quan đến độ sâu đặt tải và hệ số Poisson ν;
• $\mu_1$ = hệ số ảnh hưởng liên quan đến hình học của bài toán và hệ số Poisson ν.

5-4.5.3 Ước tính các thông số đàn hồi, \(E_s\) và \(\nu\).

Việc ước tính chính xác giá trị mô đun đất, \(E_s\), theo chiều sâu bên dưới móng kết hợp hoặc móng bè có thể gặp nhiều khó khăn. Mô đun có xu hướng:

• Tăng khi tỷ số quá cố kết \((OCR)\) tăng;
• Tăng khi dung trọng tăng;
• Giảm khi hàm lượng nước tăng;
• Giảm trong phòng thí nghiệm so với ngoài hiện trường; và
• Giảm do mẫu bị xáo trộn.

Mô đun của đất cũng phụ thuộc vào điều kiện thoát nước, trong đó $E_s$ được dùng để chỉ mô đun đất nói chung, $E’_s$ là mô đun của đất trong điều kiện thoát nước, và $E_{us}$ là mô đun của đất trong điều kiện không thoát nước. Các giá trị mô đun này khác đáng kể so với mô đun của một vật liệu đàn hồi thực sự.

Ngoài ra, phương pháp thí nghiệm trong phòng (có áp lực bao, không có áp lực bao, thoát nước, không thoát nước) cũng ảnh hưởng đến giá trị mô đun. Các giá trị mô đun thường được xác định theo phương pháp mô đun cát tuyến (secant modulus), dựa trên ứng suất và biến dạng tại một tỷ lệ phần trăm nhất định của cường độ cực hạn.

Thông thường, mô đun cát tuyến trong điều kiện thoát nước được sử dụng cho đất hạt thô, còn mô đun cát tuyến trong điều kiện không thoát nước được sử dụng cho đất hạt mịn.

Giá trị mô đun của đất có thể được xác định từ thí nghiệm ba trục trên mẫu nguyên dạng hoặc từ các thí nghiệm tại hiện trường. Các giá trị mô đun đất điển hình cho tất cả các loại đất được tổng hợp trong Bảng 5-14 nên được sử dụng làm giá trị tham khảo để kiểm tra tính hợp lý của các giá trị thu được từ thí nghiệm hiện trường hoặc thí nghiệm trong phòng.

Bảng 5-14. Mô đun đất điển hình (theo Bowles, 1996)

\(\\\)

Trong đất hạt thô, giá trị $E’_s$ thay đổi theo mức độ áp lực bao. Do đó, dưới một móng bè mềm, các mép của móng bè sẽ biến dạng nhiều hơn phần giữa móng do mức độ áp lực bao tại các mép nhỏ hơn.

Ngoài ra, mô đun tăng theo chiều sâu do ứng suất bao tăng, đồng thời mô đun cũng tăng trong quá trình tải trọng tác dụng lên móng bè.

Các thí nghiệm tại hiện trường được ưu tiên sử dụng để ước tính $E’_s$ đối với đất dạng hạt, do các vấn đề liên quan đến sự xáo trộn mẫu khi thực hiện thí nghiệm trong phòng.

Bảng 5-15 cung cấp các tương quan giữa mô đun thoát nước E’_s với giá trị SPT N và CPT q_c đối với đất hạt thô.

Bảng 5-15. Các tương quan cho mô đun thoát nước của đất hạt thô với SPT và CPT
(theo FHWA 2002a, Duncan và Bursey 2007, Coduto 2015, McGregor và Duncan 1998)

Đối với đất hạt mịn, mô đun không thoát nước thường tăng khi ứng suất hữu hiệu thẳng đứng và cường độ chống cắt không thoát nước tăng. Mô đun cũng tăng khi \(OCR\) tăng và hàm lượng ẩm giảm. Hình 5-30 trình bày một tương quan đơn giản giữa \(E_{us}\), chỉ số dẻo \((PI)\), và tỷ số quá cố kết \((OCR)\). Khi đã chọn được tỷ số phù hợp, mô đun không thoát nước có thể được ước tính dựa trên cường độ chống cắt không thoát nước. Có thể dùng thí nghiệm tại hiện trường hoặc thí nghiệm trong phòng để ước tính \(E_{us}\) cho đất hạt mịn.

Khi bên dưới móng bè có các lớp đất với đặc tính khác nhau, cần xác định giá trị \(E_s\) trung bình có trọng số phù hợp. Trong phạm vi chiều sâu ảnh hưởng, mô đun của từng lớp có thể được nhân với bề dày lớp đó rồi cộng lại. Giá trị trung bình có trọng số bằng tổng này chia cho tổng bề dày. Chiều sâu ảnh hưởng thường được giả định lần lượt là \(2B\) và \(4B\) đối với móng vuông và móng liên tục.

Các giá trị điển hình của hệ số Poisson, vốn cũng cần thiết cho phân tích đàn hồi, được trình bày trong Bảng 5-16. Lưu ý, \(\nu\) bằng 0.5 đối với điều kiện không thoát nước, tức là không có thay đổi thể tích \(\Delta V = 0\). Đối với điều kiện thoát nước, \(\nu\) có thể liên hệ với góc ma sát:

\[
\nu = \frac{1-\sin \phi’}{2-\sin \phi’}
\tag{5-38}
\]

Khi \(\phi’ = 20^\circ\) đến \(55^\circ\), các giá trị \(\nu\) nằm trong khoảng từ 0.4 đến 0.15.

Bảng 5-16. Giá trị điển hình của hệ số Poisson (theo Bowles, 1996)

\(\\\)

5-4.5.4 Đánh giá \(k_s\) cho độ lún phụ thuộc thời gian.

Độ lún phụ thuộc thời gian phải được đưa vào ước tính \(k_s\) cho móng liên tục hoặc móng bè khi công trình gây ra ứng suất vượt quá ứng suất tiền cố kết, hoặc khi xảy ra tái nén hay nâng nền do đào móng. Nếu các độ lún này được đưa vào giá trị \(k_s\) ước tính theo Công thức 5-35, thì độ lún cố kết \((s_c)\) phải được cộng vào độ lún đàn hồi, và mô đun phản lực nền đã giảm \((k_{sc})\) là:

\[
k_{sc} = \frac{s\cdot k_s}{s+s_c} = \frac{q}{q\left(\frac{B}{E_s}\right)\mu_0\mu_1+s_c}
\tag{5-39}
\]

5-4.6 Quy trình lặp trong thiết kế.

Mặc dù áp lực tiếp xúc dưới móng bè mềm là đều đối với tải trọng đều, độ lún có thể thay đổi trên toàn móng bè do địa tầng biến đổi. Ngoài ra, móng bè có thể không chịu tải đều, và điều này cũng làm cho độ lún thay đổi. Cả hai dạng không đồng đều này có thể khiến thiết kế móng bè trở thành một quy trình lặp.

Kỹ sư kết cấu có thể ước tính áp lực tiếp xúc và độ lún trong phân tích móng bè bằng cách sử dụng dữ liệu ban đầu do kỹ sư địa kỹ thuật cung cấp, bao gồm \(k_{sc}\). Các giá trị này cần được so sánh với áp lực tiếp xúc và độ lún do kỹ sư địa kỹ thuật ước tính. Nếu chúng khác nhau đáng kể, kỹ sư địa kỹ thuật cần đánh giá lại các giá trị \(E_s\), \(\nu\), và \(k_s\) hoặc \(k_{sc}\), cũng như độ lún. Các giá trị hiệu chỉnh cần được cung cấp cho kỹ sư kết cấu để thực hiện vòng lặp mô hình tiếp theo. Mục đích là làm cho độ lún và áp lực tiếp xúc do kỹ sư địa kỹ thuật tính toán phù hợp gần nhất với kết quả của kỹ sư kết cấu. Một ví dụ thiết kế móng bè được trình bày trong Phụ lục B.

5-4.7 Liên kết nút của ảnh hưởng đất.

Móng bè thường được thiết kế bằng phần mềm sử dụng FEM hoặc FGM (ACI 2002). Tại mặt tiếp xúc giữa móng bè và đất, phản ứng của đất được tập trung tại các nút bằng khái niệm móng Winkler. Đất được thay thế bằng một lò xo tương đương có độ cứng \(K\). Giá trị \(K\) cho từng nút được xác định bằng cách nhân \(k_s\) hoặc \(k_{sc}\) với diện tích \((A_{cont})\) phân bố cho nút:

\[
K = k_s \cdot A_{cont}
\tag{5-40}
\]

Đơn vị của \(K\) là lực trên một đơn vị chiều dài. Hình 5-31 minh họa quy trình được sử dụng để ước tính \(K\) cho các diện tích phân bố nút khác nhau của móng bè. Giá trị \(k_s\) được gán cho từng diện tích trong Hình 5-31 dựa trên số liệu khoan gần nhất. Một số diện tích được xác định bởi các nút của móng bè có thể dùng cùng một giá trị \(k_s\). Phương pháp này tạo ra các giá trị lò xo \(K\) không liên kết. Một phương pháp gián tiếp để xét đến liên kết giữa các nút của móng Winkler được trình bày trong mục tiếp theo.

Lò xo không liên kết và lò xo liên kết được minh họa trong Hình 5-32. Không liên kết nghĩa là độ lún tại bất kỳ lò xo nào không liên quan đến độ lún tại lò xo liền kề. Ảnh hưởng của liên kết có thể đáng kể và có thể thấy rõ đối với móng mềm chịu tải đều, chẳng hạn bồn chứa đặt trên đất sét. Khi các nút được liên kết, độ võng là đúng và có dạng lòng chảo (lõm). Khi không liên kết, độ lún là đều và không chính xác.

Liên kết cho phép phản ứng tại các lò xo liền kề ảnh hưởng lẫn nhau. Việc liên kết cũng có thể được thực hiện bằng chương trình phần tử hữu hạn, trong đó nền được định nghĩa là môi trường đàn hồi, \(E_s\) và \(\nu\), nhưng cách này hiếm khi được thực hiện do khó khăn trong lập trình và chi phí.

5-4.8 Phương pháp gián tiếp để xét đến liên kết.

Bowles (1996) đề xuất một phương pháp gián tiếp để xét đến liên kết trong móng bè. Đây là một xét đến về mặt kết cấu nhưng được đưa vào đây để minh họa vì sao khái niệm liên kết này quan trọng. Quy trình được thực hiện bằng cách chọn các điểm trên mặt bằng móng bè để có thể chia móng bè thành các vùng có giá trị \(k_s\) khác nhau. Một điểm phải nằm trên mép móng bè và điểm này phải được gán giá trị \(k_s\) tính toán tại vị trí đó. Các giá trị \(k_s\) tại các điểm bên trong khác trên móng bè sau đó được giảm dựa trên giá trị \(k_s\) tại mép, theo các bước sau (xem Hình 5-33):

1. Chọn đủ số điểm trên mặt bằng móng bè để có thể phân vùng móng bè với các giá trị \(k_s\) khác nhau. Xem các điểm 1, 2 và 3 đối với móng bè vuông trong Hình 5-33. Điểm 1 nằm trên mép móng bè.
2. Chọn chiều sâu ảnh hưởng bằng \(4B’\) (\(B’\) là cạnh dài nhất của móng bè và không liên quan đến chiều sâu ảnh hưởng thông thường \(2B\) đối với móng vuông).
3. Vẽ các biểu đồ ứng suất thẳng đứng cho móng bè vuông tại các điểm 1, 2 và 3 bằng phương pháp Boussinesq (Hình 5-33b). Đối với móng bè vuông, \(4B’ = 4B\) và \(q_0\) là áp lực tiếp xúc.
4. Tích phân số các biểu đồ ứng suất để thu được ứng suất thẳng đứng trung bình: \(\sigma_{z,ave}=\dfrac{\sigma_z}{q_\text{net}} \cdot q_\text{net}\) Xem Bảng 5-17.
5. Các giá trị \(\sigma_{z,ave}\) này sau đó được ký hiệu là \(\sigma_{z,ave(1)}\), \(\sigma_{z,ave(2)}\), và \(\sigma_{z,ave(3)}\), tương ứng với các Điểm 1, 2 và 3.
6. Tính \(k_s\) cho bất kỳ điểm \(i\) nào như sau:

\[k_{s,i}=k_s\left(\frac{\sigma_{z,ave(1)}}{\sigma_{z,ave(i)}}\right)\tag{5-41}\]

trong đó:
\(\qquad \sigma_{z,ave(i)} =\) ứng suất thẳng đứng trung bình tại các điểm khác (Điểm 2 và 3 trong Hình 5-33).

Quy trình này giả định ban đầu giá trị \(k_s\) đồng đều trên toàn bộ móng bè. Ví dụ minh họa sự khác nhau giữa diện tích phân bố nút và các vùng trong phương pháp gián tiếp để xét đến liên kết. Khi các giá trị \(k_s\) thay đổi, như trong ví dụ ở Hình 5-33, trong đó các vùng A, B và C có các giá trị \(k_s\) khác nhau, thì trong Công thức 5-39 phải sử dụng giá trị \(k_s\) tại từng vị trí. Quy trình này sẽ làm giảm các giá trị \(k_s\), nhưng chúng sẽ không dựa trên một giá trị \(k_s\) đồng đều như trình bày trong ví dụ ở Hình 5-33. Bảng 5-17 trình bày các giá trị \(k_{si}\) ước tính cho các tỷ số \(B’/L\) khác nhau.

5-4.9 Móng bè bù tải (floating mat foundation).

Tùy thuộc vào hình học kết cấu, trọng lượng và phân bố tải trọng trên móng bè, móng bè có thể làm việc theo cơ chế bù tải (float) trong đất, sao cho độ lún chỉ liên quan đến tái nén hoặc nâng nền. Khi áp lực đều, áp lực thuần gây lún trong phân tích móng bè có thể được tính như sau:

\[
q_{net}=\frac{W_{structure}-W_{excavated}}{A_{mat}}
\tag{5-42}
\]

trong đó:
\(\qquad W_{structure} =\) tổng trọng lượng công trình,
\(\qquad W_{excavated} =\) tổng trọng lượng đất đào bỏ, và
\(\qquad A_{mat} =\) diện tích móng bè.

5-4.10 Bài toán hai chiều hoặc ba chiều.

Phân tích hai chiều thường được định nghĩa là móng bè được thiết kế như một dầm trên nền đàn hồi, với phản ứng đất tập trung tại các nút. Phân tích ba chiều mô hình hóa đất như một khối đàn hồi ba chiều. Các phân tích ba chiều rất tốn kém và không được khuyến nghị, trừ các dự án rất phức tạp.

5-5 THIẾT KẾ CHO CÁC ĐIỀU KIỆN TẢI TRỌNG ĐẶC BIỆT

Mục này thảo luận về thiết kế móng nông cho các điều kiện tải trọng đặc biệt. Các xem xét thiết kế đối với móng và bản móng chịu nước ngầm dâng được trình bày. Sức kháng nâng của móng nông cũng được xem xét.

5-5.1 Sàn và tường móng chịu áp lực thủy tĩnh và sàn, tường giảm áp.

Mục này xem xét sàn và tường móng chịu áp lực thủy tĩnh và sàn, tường móng giảm áp. Các hướng dẫn lựa chọn vật liệu thoát nước phù hợp được trình bày. Các phương pháp chống ẩm (dampproofing) và chống thấm (waterproofing) cũng được thảo luận.

Ở những nơi mực nước ngầm nằm sâu, nước mặt vẫn có thể thấm xuống, và tường hầm nên được chống ẩm (dampproofing). Cần lắp đặt một lớp thoát nước dọc theo tường, kết hợp với hệ thống thoát nước móng (foundation drain). Một lớp vật liệu thoát nước cùng với lớp màng chống hơi ẩm (vapor barrier) nên được đặt dưới sàn.

Ở những nơi mực nước ngầm thường xuyên (permanent water table) nằm cao hơn mặt trên của sàn hầm, có hai giải pháp chung thường được áp dụng cho công trình có hầm. Giải pháp thứ nhất là sử dụng sàn chịu áp lực và tường móng ngoài, gọi là sàn và tường chịu áp lực (pressure slab and walls). Trong trường hợp này, tường phải được chống thấm (waterproofing) đến mức nước ngầm cao nhất có thể xảy ra. Giải pháp thứ hai là giảm áp lực đẩy nổi lên sàn và áp lực nước lên tường bằng một hệ thống thoát nước. Phương án này gọi là sàn và tường giảm áp (relieved slab and walls) và vẫn cần chống ẩm (dampproofing). Trong một số trường hợp, nước ngầm có thể được ngăn chặn bằng cách kéo dài tường móg ngoài vào lớp đất sét dày có độ thấm thấp hoặc lớp đá có độ thấm thấp. Khi đó, sử dụng sàn giảm áp (relieved slab) và tường ngoài được chống thấm (waterproofing).

Nhìn chung, việc lựa chọn giữa sàn/tường chịu áp lực hay sàn/tường giảm áp phụ thuộc vào tính kinh tế tổng thể, công tác bảo trì, bố cục công trình và điều kiện vận hành. Điều này cần được đánh giá riêng cho từng dự án.

5-5.1.1 Sàn và tường chịu áp lực thủy tĩnh.

Đối với các hầm chỉ kéo dài xuống một độ sâu nhỏ dưới mực nước ngầm, việc sử dụng sàn chịu áp lực (pressure slab) để chống lại áp lực đẩy nổi thủy tĩnh lớn nhất có thể xảy ra có thể là giải pháp kinh tế. Cần bố trí các băng chặn nước (water-stops) tại các mạch ngừng thi công (construction joints), và nên lắp đặt một lớp thoát nước giữa sàn chịu áp lực (pressure slab) và sàn nền (floor slab) để thu gom mọi nước rò rỉ qua sàn chịu áp lực.

Vật liệu thoát nước cần theo mô tả trong Mục 5-5.1.3, và nên bổ sung ống thoát nước PVC dạng sóng có xẻ rãnh (slotted PVC corrugated drainage pipe) bên dưới sàn, tùy theo lưu lượng nước dự kiến. Cần có hố thu nước (sump) để loại bỏ nước khỏi lớp thoát nước. Tường ngoài phải được thiết kế để chịu được áp lực nước đến mức nước ngầm cao nhất dự kiến và phải được chống thấm (waterproofing) bên dưới mức này. Một lớp màng chống hơi ẩm (vapor barrier) nên được đặt trên lớp thoát nước và dưới sàn để giảm khả năng hơi ẩm di chuyển lên sàn. Hình 5-34 minh họa khái niệm sàn chịu áp lực (pressure slab).

5-5.1.2 Sàn giảm áp (relieved slabs).

Đối với các hầm nằm sâu đáng kể dưới mực nước ngầm, thông thường sẽ kinh tế hơn khi bố trí hệ thống giảm áp dọc theo tường móng và bên dưới sàn. Các lớp thoát nước và rãnh thoát nước cần được bố trí tại tường ngoài và dưới sàn để không duy trì áp lực thủy tĩnh lên tường hoặc sàn. Tường ngoài nằm dưới mặt đất phải được chống ẩm (dampproofing). Có thể cần chống ẩm bổ sung ở mặt trong của tường hầm, tùy theo mục đích sử dụng. Hình 5-35 trình bày một ví dụ cho dạng thiết kế này.

Nếu lớp đất sét hoặc đá có độ thấm thấp, dày và nằm bên dưới ở độ sâu tương đối nông, hệ thống tường móng cắt nước (cutoff foundation wall system) có thể kinh tế như minh họa trong Hình 5-36. Trong trường hợp này, tường móng kéo dài vào lớp có độ thấm thấp, làm giảm dòng thấm và áp lực nước bên dưới sàn. Tường ngoài nằm dưới mặt đất phải được chống thấm (waterproofing), nhưng có thể bỏ qua rãnh thoát nước tường. Trong một số trường hợp có thể xảy ra thấm quanh tường móng cắt nước; khi đó cần có lớp thoát nước dưới sàn để không duy trì áp lực thủy tĩnh. Nhiều khả năng không cần ống thoát nước do lưu lượng dự kiến thấp.

Có thể cần chống ẩm bổ sung (dampproofing) ở mặt trong của tường hầm, tùy theo mục đích sử dụng.

Vật liệu thoát nước cho sàn giảm áp (relieved slabs) cần theo mô tả trong Mục 5-5.1.3, và có thể cần ống thoát nước PVC dạng sóng có xẻ rãnh (slotted PVC corrugated drain pipes) bên dưới sàn, tùy theo lưu lượng dự kiến. Cần có hố thu nước (sump) để loại bỏ nước khỏi các lớp thoát nước như trình bày trong Hình 5-34. Một lớp màng chống hơi ẩm (vapor barrier) nên được đặt trên lớp thoát nước và dưới sàn để giảm khả năng hơi ẩm di chuyển lên sàn.

5-5.1.3 Hệ thống thoát nước dưới sàn.

Vật liệu thoát nước nên là sỏi sạch, chắc hoặc đá dăm, có cấp phối từ 3/4 đến 2 inch. Vật liệu này cần được làm chặt và san phẳng bằng đầm bàn (plate compactor). Khi cần, có thể bố trí ống thoát nước PVC dạng sóng có xẻ rãnh (slotted PVC corrugated drainage pipes) bên dưới sàn và xung quanh tường ngoài. Ống phải được tính toán kích thước để dẫn được lưu lượng dự kiến. Vật liệu thoát nước và ống thoát nước phải dẫn nước về hố thu nước (sump) để xả. Các yêu cầu về lớp lọc của lớp thoát nước và khoảng cách giữa các ống thoát nước được thảo luận trong Chương 6 của DM 7.1.

5-5.1.4 Yêu cầu chống ẩm và chống thấm.

Chống ẩm (dampproofing) được định nghĩa là vật liệu có khả năng cản nước đi qua khi không có áp lực thủy tĩnh. Chống ẩm nhằm ngăn ẩm trong đất xâm nhập vào không gian dưới mặt đất. Lớp phủ, thường là gốc asphalt, có thể được phun hoặc quét thủ công lên mặt ngoài của tường. Không sử dụng chống ẩm (dampproofing) khi mực nước ngầm sẽ nằm cao hơn không gian dưới mặt đất.

Chống thấm (waterproofing) được định nghĩa là vật liệu có khả năng cản nước đi qua dưới áp lực thủy tĩnh. Danh sách các hệ thống chống ẩm và chống thấm được trình bày trong Bảng 5-18. Trước khi thi công chống ẩm hoặc chống thấm, tất cả bề mặt tường phải sạch, khô và mọi khuyết tật phải được sửa chữa.

Bảng 5-18. Các phương pháp chống ẩm và chống thấm móng

\(\\\)

5-5.2 Sức kháng nâng (uplift resistance).

Neo đất (ground anchors) dùng để kháng nâng phải được thiết kế xét đến hai cơ chế phá hoại có thể xảy ra: 1) phá hoại của từng neo riêng lẻ khi kháng tải trọng nâng, và 2) phá hoại của nhóm neo trong khối đất khi tổng tải trọng nâng vượt quá sức chịu tải của khối đất. Trong một nhóm neo, sức chịu tải của nhóm có thể nhỏ hơn sức chịu tải của một neo riêng lẻ nhân với số lượng neo.

5-5.2.1 Ứng dụng.

Neo có thể là neo thụ động hoặc neo chủ động. Neo thụ động (passive anchor) là loại neo không được căng trước và thường không có chiều dài không dính bám hoặc chiều dài tự do. Khi tải trọng tác dụng, neo phải dịch chuyển để huy động sức kháng trong đất hoặc đá. Neo chủ động (active anchor) được căng trước đến một tải trọng xác định và khóa neo.

Các hệ neo chống nâng chủ động (active uplift anchor systems) được xem xét trong mục này gồm: 1) kháng tải trọng nâng tạm thời tác dụng lên chân tháp, dây néo và ăng-ten; 2) tải trọng nâng duy trì tác dụng lên công trình; và 3) công trình chịu tác động của lực nâng thủy tĩnh. Các hệ neo như tường neo mềm và tường soil nail đã được thảo luận trong Chương 4. Neo ổn định trượt đất không được xem xét. Phần này có thảo luận ngắn gọn về chống ăn mòn. Hướng dẫn chi tiết hơn cho các chủ đề này được trình bày trong FHWA (1999).

Neo đất (ground anchor) gồm nhiều bộ phận như trình bày trong Hình 5-37. Đầu neo căng kéo và bản chịu lực nối neo với công trình. Neo thường có một chiều dài không dính bám để truyền tải trọng vào đất hoặc đá ở xa hơn công trình. Đoạn cuối của neo là chiều dài dính bám, nơi sức kháng được phát triển. Tải trọng được truyền từ đầu chiều dài dính bám của neo, rồi dọc theo chiều dài dính bám đến cuối neo. Chỉ một phần chiều dài dính bám chịu ứng suất dưới tải trọng cho phép. Neo thường gồm các thanh thép được bơm vữa trong đất hoặc đá. Các bó cáp gồm tao thép cũng được chấp nhận, và cần tham khảo FHWA (1999) khi thiết kế. Ứng suất dính bám có thể được tăng bằng cách dùng vòng đệm hoặc gờ tán ở đầu neo. Các con kê được sử dụng trong các lỗ khoan nghiêng để giữ thanh neo nằm giữa lỗ khoan. Chiều dài dính bám và chiều dài không dính bám cần được bơm vữa trong một giai đoạn. Điều này giúp bảo đảm ổn định lỗ khoan và tạo lớp vữa bao phủ liên tục.

5-5.2.2 Neo đá (rock anchors).

Neo thường được dính bám vào đá. Trong hầu hết các trường hợp, nên dựa vào kinh nghiệm và hiểu biết tại địa phương để đạt được hiệu quả neo tốt nhất. Ngoài ra, có thể áp dụng lý thuyết phá hoại dạng nón của khối đá được trình bày trong mục này. Cần nhận rõ rằng lý thuyết này rất thiên về an toàn và chủ yếu áp dụng cho đá phong hóa, bị nứt nẻ mạnh.

Phá hoại bật khối đá được kháng lại bởi trọng lượng của vật liệu nằm phía trên chiều dài dính bám (bonded length). Bốn dạng phá hoại tiềm năng được xem xét đối với neo đá thường dùng cho móng neo giữ (tiedown foundations):

• Phá hoại do bật nón khối đá;
• Phá hoại cắt dọc theo mặt tiếp xúc vữa/đá (grout/rock interface);
• Phá hoại cắt dọc theo mặt tiếp xúc vữa/thanh neo (grout/tendon interface); và
• Phá hoại kéo của thanh neo (tendon).

Thiết kế cho bốn dạng phá hoại này được tóm tắt trong Hình 5-38. Chiều sâu chôn hoặc chiều dài không dính bám yêu cầu được tính dựa trên thể tích của các nón ngược phía trên mỗi neo. Chiều dài không dính bám \((h)\) phải lớn hơn 10 ft đối với neo thanh. Khi neo đi qua đất trước khi gặp đá, đường kính nón tại mặt đá được chiếu lên mặt đất dưới dạng hình trụ. Trọng lượng của đất được đưa vào đánh giá \(h\) mà không xét đến cường độ chống cắt của đất. Thông thường, đỉnh của nón được đặt tại đỉnh của chiều dài dính bám của neo. Góc nón thường được giả định nằm trong khoảng 60 đến 90°, như trình bày trong Hình 5-38(a), và được chọn dựa trên chất lượng đá. Như đã nêu ở trên, cách tiếp cận này giả định đá bị nứt nẻ mạnh và ứng xử như đất chắc, thay vì như khối đá nguyên vẹn.

Khoảng cách giữa các neo đá phải xét đến sự giao thoa giữa các nón như trình bày trong Hình 5-38(a). Về bản chất, chiều sâu sẽ phải lớn hơn nếu khoảng cách giữa các neo làm cho các nón chồng lấn nhau, vì thể tích của từng nón riêng lẻ sẽ nhỏ hơn. Điều này làm giảm sức chịu tải cho phép, trừ khi tăng chiều dài không dính bám. Khoảng cách neo cũng có thể bị khống chế bởi yêu cầu bố trí neo gần nhau do các vấn đề về độ cứng kết cấu và do sự hiện diện của các công trình ngầm hiện hữu. Nếu khoảng cách neo linh hoạt, có thể lấy bằng (2R), làm cho các nón vừa tiếp xúc nhưng không chồng lấn.

Sức chịu tải của neo cũng sẽ bị giới hạn bởi cường độ chống cắt của mặt tiếp xúc giữa vữa và đá. Đối với tải trọng tạm thời, hệ số an toàn bằng 2 đến 3 được áp dụng cho ứng suất dính bám cực hạn. Đối với tải trọng duy trì, hệ số an toàn bằng 3 là phù hợp. Chiều dài dính bám yêu cầu của neo \((L)\) có thể được xác định như trình bày trong Hình 5-38(b). Các ứng suất dính bám cực hạn giả định cho các loại đá khác nhau được trình bày trong Bảng 5-19. Có thể dùng hệ số an toàn thấp hơn đối với đá tốt, không nứt nẻ nhiều; và cần dùng hệ số an toàn cao hơn khi gặp đá phong hóa mạnh, nứt nẻ hoặc rời rạc.

Trong đá yếu, chẳng hạn như đá bột kết và đá phiến sét, sức chịu tải của neo đá thường bị khống chế bởi mặt tiếp xúc vữa–đá. Trong đá chắc, đá nguyên khối, dạng phá hoại khống chế có thể nằm tại mặt tiếp xúc vữa–thanh neo như mô tả trong Hình 5-38(c), tùy thuộc vào các giả thiết và phương pháp thi công. Ứng suất dính bám cho phép giữa vữa và thanh neo thường được giả định bằng 10% cường độ nén không hạn chế của vữa.

Cuối cùng, sức chịu kéo của thanh neo phải được kiểm tra như mô tả trong Hình 5-38(d). Ứng suất kéo tác dụng cần được tính dựa trên tải trọng tác dụng và diện tích tiết diện ngang của thanh neo. Các ví dụ tính toán cho neo đá được trình bày trong Hình 5-39.

Bảng 5-19. Ứng suất dính bám cực hạn trung bình giả định cho mặt tiếp xúc vữa neo/đá khi bơm vữa bằng trọng lực
(theo PTI 1996, trong FHWA 1999)

\(\\\)

FHWA (1999) cung cấp hướng dẫn về chống ăn mòn (corrosion protection) cho neo đất (ground anchors). Trong thực hành tại Hoa Kỳ, thường quy định ba cấp bảo vệ chống ăn mòn tối thiểu:

• Bảo vệ Cấp I (Class I protection) – dùng cho neo vĩnh cửu:
  • Chiều dài không dính bám (unbonded length): thanh neo được bao quanh bằng ống bọc chứa đầy mỡ, bên ngoài là lớp ngắt dính bám nhẵn, rồi được bao quanh bằng vữa và ống vách.
  • Chiều dài dính bám (bonded length): thanh neo nằm trong lớp bao bọc chứa đầy vữa, xung quanh là vữa trong đất hoặc đá.
• Bảo vệ Cấp II (Class II protection):
  • Chiều dài không dính bám (unbonded length): thanh neo được bao quanh bằng ống bọc chứa đầy mỡ, bên ngoài được bao quanh bằng vữa và ống vách.
  • Chiều dài dính bám (bonded length): vữa bao quanh thanh neo trong đất hoặc đá.
• Không bảo vệ (no protection) đối với chiều dài không dính bám (unbonded length) và chiều dài dính bám (bonded length).

Mỗi neo đất (ground anchor) phải được thí nghiệm tải vượt quá tải trọng thiết kế trước khi đưa vào sử dụng. Khoảng 2% số neo được thí nghiệm kiểm tra tính năng (performance test) đến 133% tải trọng thiết kế theo chu kỳ: tải được tăng theo các cấp 25, 50, 75, 100, 125 và 133%, rồi được giảm tải. Sau đó, tải được khóa ở mức 75 đến 100% tải trọng thiết kế. Trong thí nghiệm kiểm tra tính năng tại 133% tải trọng thiết kế có duy trì tải để theo dõi chuyển vị từ biến (creep movements).

Mỗi neo không được thí nghiệm kiểm tra tính năng sẽ được thí nghiệm chứng nhận (proof test) đến 125% tải trọng thiết kế. Thí nghiệm này được thực hiện theo cùng các cấp tải nêu trên, và sau đó tải được khóa ở mức 75 đến 100% tải trọng thiết kế. FHWA (1999) cung cấp thêm hướng dẫn.

5-5.2.3 Neo đất (soil anchors).

Neo nông trong đất có các cơ chế phá hoại tương tự như trong đá: bật nón và cắt dọc theo mặt tiếp xúc vữa/đất (grout/soil interface). Cơ chế bật nón thường gặp đối với neo nông. Tuy nhiên, nếu sử dụng chiều dài không dính bám tối thiểu 10 ft cho thanh neo, thì nhìn chung không cần xét đến bật nón. Neo đất thường có xu hướng sâu hơn nhiều vì ứng suất dính bám tại mặt tiếp xúc vữa/đất thấp hơn. Neo đất chịu tải trọng nâng về bản chất là micropile chịu tải trọng nâng. Khoảng cách tối thiểu giữa các neo đất nên là 5 ft (Caltrans 2020). Góc nón ngược phù hợp nằm trong khoảng 60 đến 90°.

Các yêu cầu thiết kế trình bày trong Hình 5-38 cũng có thể được dùng cho neo đất. Thiết kế cần bao gồm việc lựa chọn \(h\), \(L\), và kích thước thanh neo. Ứng suất dính bám cực hạn giả định tại mặt tiếp xúc vữa/đất đối với các loại đất khác nhau được trình bày trong Bảng 5-20. Có thể dùng hệ số an toàn bằng 2 và 3 lần lượt cho tải trọng tạm thời và tải trọng duy trì để tính ứng suất dính bám cho phép. Nếu loại đất thay đổi dọc theo chiều dài neo, sức kháng ma sát bên có thể được chia thành các lớp để tính \(L\).

Bảng 5-20. Ứng suất dính bám cực hạn trung bình giả định cho mặt tiếp xúc vữa neo/đất khi bơm vữa bằng trọng lực
(theo PTI 1996 trong FHWA 1999)

\(\\\)

5-5.2.4 Thiết kế neo để kháng lực nâng thủy tĩnh.

Neo đất (ground anchors) cũng có thể được sử dụng để tạo sức kháng chống lại các lực nâng do áp lực thủy tĩnh gây ra. Có thể xem xét hai trường hợp: 1) công trình được đặt trên đá hoặc đất tương đối cứng; hoặc 2) công trình được đặt trên đất tương đối dễ nén, trong đó các neo được cố định vào lớp đất sâu hơn hoặc đá.

Khi công trình được đặt trên đá hoặc đất phù hợp để phát triển neo, có thể sử dụng các tính toán trình bày trong Mục 5-5.2.2 và 5-5.2.3. Khi có một lớp đất dễ nén hơn nằm giữa công trình và các neo, như trình bày trong Hình 5-40, cần xem xét sự thay đổi tải trọng neo do chuyển vị của khối đất dễ nén bị bao kín, ví dụ: dao động mực nước ngầm, lún cố kết hoặc nâng nền, hoặc biến dạng từ biến.

Thiết kế cần kiểm tra rằng lực nâng thủy tĩnh \((U)\) có thể được kháng lại bởi trọng lượng công trình \((W_1)\) cộng với trọng lượng của khối đất bị bao kín \((W_2)\). Lực nâng cần được tính dựa trên cao độ mực nước ngầm lớn nhất. Dung trọng đẩy nổi của đất nên được dùng cho đất nằm dưới mực nước ngầm. Bỏ qua sức kháng ma sát giữa đất và tường của công trình. Ma sát dọc theo mặt phẳng thẳng đứng giả định trong đất, giữa công trình và đỉnh vùng dính bám của neo, cũng được bỏ qua (FHWA 1999).

Tải trọng neo có thể thay đổi theo thời gian. Dao động mực nước ngầm có thể gây ra các thay đổi theo chu kỳ trong tải trọng neo. Lún cố kết và từ biến có thể làm giảm ứng suất trong neo. Nếu bất kỳ chuyển vị nào trong số này có thể gây thêm lực kéo trong thanh neo sau khi khóa neo, thì thanh neo cần được chọn kích thước phù hợp (FHWA 1999).

5-5.2.5 Tải trọng nâng tạm thời và mô men tác dụng lên móng đơn, trụ móng và cột.

Tải trọng nâng tạm thời và tải trọng mô men có thể được kháng lại bằng móng nông. Một số phương pháp đơn giản để xét các tải trọng này được trình bày trong Hình 5-41. Thiết kế chịu mô men có thể sử dụng các phương pháp cho tường chắn cứng trong Chương 4. Tải trọng nâng và tải trọng ngang của trụ móng, cột và cọc được trình bày chi tiết hơn trong Chương 6.

5-5.2.6 Sức kháng nâng sử dụng khối bê tông chết (deadman).

Hướng dẫn về việc sử dụng khối bê tông chết (deadman) để tạo sức kháng nâng được trình bày trong Hình 5-42. Đối với khối bê tông chết đặt trong đất yếu, có thể khả thi khi thay thế một khối lượng lớn đất bằng vật liệu đắp hạt rời (granular backfill) và xây dựng khối trong lớp đắp lưng (backfill) mới. Nếu thực hiện như vậy, nêm thụ động phải nằm hoàn toàn trong lớp vật liệu đắp hạt rời, và cần khảo sát ứng suất trên phần vật liệu yếu còn lại.

5-6 THIẾT KẾ CHO CÁC ĐIỀU ĐẤT ĐẶC BIỆT

5-6.1 Móng nông trên nền đắp kỹ thuật.

Nền đắp kỹ thuật hoặc nền đắp có kết cấu đầm chặt có thể được sử dụng để đỡ công trình và/hoặc sàn. Lớp đắp này được thiết kế để có các đặc tính cường độ và độ nén lún cụ thể; do đó, phải được nhân sự hiện trường kiểm soát dưới sự chỉ đạo của kỹ sư địa kỹ thuật. Chương 3 trình bày thêm chi tiết về đầm nén đất đắp.

Nền đắp có kết cấu đầm chặt thường được dùng để nâng cao độ mặt bằng chung nhằm đỡ công trình. Nền đắp có kết cấu cũng có thể được dùng bên dưới công trình để cho phép áp lực đáy móng cao hơn và giảm độ lún bằng cách thay thế đất móng không phù hợp và/hoặc tạo ra một lớp đất tương đối cứng phủ trên đất phù hợp.

5-6.1.1 Yêu cầu đối với nền đắp có kết cấu đầm chặt.

Như đã nêu trong Chương 3, nền đắp có kết cấu đầm chặt phải được thiết kế và giám sát để bảo đảm khả năng đỡ móng đầy đủ. Thiết kế nền đắp đầm chặt bao gồm lựa chọn loại vật liệu đắp phù hợp theo phân loại kỹ thuật và các giới hạn về hàm lượng ẩm. Tính phù hợp của nền đất dưới lớp đắp có kết cấu đầm chặt cần được đánh giá bằng khảo sát dưới mặt đất và quan sát hiện trường. Yêu cầu kỹ thuật đối với việc đắp phải được lựa chọn, bao gồm bề dày lớp đắp rời, độ đầm chặt tương đối tối thiểu và khoảng hàm lượng ẩm tương đối. Mục 5-2.5 đã trình bày các áp lực đáy móng giả định cho nền đắp đầm chặt.

Trong quá trình thi công, nền đắp có kết cấu cần được giám sát để xác định vật liệu có đáp ứng các yêu cầu phân loại và đầm chặt hay không. Cần thực hiện thí nghiệm kiểm soát đầm chặt để xác minh rằng các yêu cầu kỹ thuật đã được đáp ứng. Các thí nghiệm kiểm soát cần được kiểm tra sai số trong thí nghiệm hoặc diễn giải, chẳng hạn độ bão hòa lớn hơn 100%. Lớp đắp cần được bảo vệ khỏi bị thấm ướt bằng cách tạo dốc san nền và thoát nước bề mặt phù hợp. Trong thời tiết lạnh, nên sử dụng lớp bảo vệ để bảo vệ bề mặt khỏi bị băng giá xâm nhập.

5-6.1.2 Giới hạn hình học của đất đắp có kết cấu đầm chặt (compacted structural fill).

Khi cao độ nền tổng thể (general grade) được nâng lên cho một công trình, toàn bộ nền công trình (building pad) cần được xem là đất đắp có kết cấu đầm chặt. Đất đắp có kết cấu phải mở rộng theo phương ngang ít nhất 5 ft (~1.5m) ra ngoài mép của các móng ngoài, hoặc phải bao trùm một vùng kéo dài xuống dưới theo tỷ lệ 1H:2V tính từ móng, tùy theo điều kiện nào lớn hơn. Hướng dẫn thêm về lớp đắp sâu được trình bày trong Mục 3-6.5. Trong một số trường hợp, vài foot phía trên của đất đắp có kết cấu chỉ dùng để đỡ bản sàn (floor slabs) và sẽ có yêu cầu đầm chặt giảm nhẹ.

Vật liệu đắp cũng có thể được dùng để thay thế đất nền chịu tải không phù hợp. Giới hạn theo phương đứng và phương ngang của vùng đất đắp có kết cấu đầm chặt bên dưới móng cần xét đến các ứng suất thẳng đứng do móng gây ra như minh họa trong Hình 5-43. Trừ khi gặp được lớp đất chịu tải phù hợp ở độ sâu nông hơn, hố đào phải kéo dài đến độ sâu đủ để giảm thích đáng sự thay đổi ứng suất do móng gây ra tại đáy lớp đắp. Móng băng (continuous footings) truyền ứng suất xuống độ sâu lớn hơn so với móng vuông có cùng bề rộng. Với vật liệu đắp chất lượng cao, áp lực đáy móng (bearing pressures) cao hơn có thể cho phép dùng móng hẹp hơn, từ đó hạn chế chiều sâu ảnh hưởng của từng móng xuống lớp đất bên dưới.

Vật liệu chịu tải phù hợp có thể không hiện diện trong các chiều sâu được chỉ ra ở Hình 5-43. Trong trường hợp đó, đất đắp có kết cấu phải được đặt trên vật liệu bên dưới dễ lún. Đáy hố đào có thể cần được ổn định bằng geogrid hoặc geotextile để cho phép đặt và đầm chặt vật liệu đắp. Ngoài ra, có thể cần một lớp bắc cầu bằng sỏi hoặc vật liệu cỡ cuội.

Độ lún nhiều khả năng sẽ khống chế áp lực đáy móng cho phép thuần trong trường hợp này. Tính toán độ lún cần xét đến sự gia tăng ứng suất lên đất bên dưới do dung trọng đơn vị của lớp đắp lớn hơn. Độ lún có thể do tải trọng của từng móng riêng lẻ, cũng như do sự thay đổi ứng suất tổng hợp từ tất cả các móng của công trình. Cần đánh giá cả hai trường hợp này. Nếu không thể giảm thiểu độ lún, nhiều khả năng sẽ cần cải tạo nền hoặc móng sâu.

5-6.2 Móng trên đất và đá trương nở.

Các loại đất có sự thay đổi thể tích đáng kể hoặc gây bất lợi khi bị thấm ướt và khô đi được gọi là đất trương nở (expansive or swelling soils). Đất sét gần mặt đất nằm phía trên mực nước ngầm, có chỉ số dẻo PI lớn hơn khoảng 20 và độ ẩm tự nhiên tương đối thấp, cần được xem là có khả năng trương nở.

Các loại đất này thường gặp nhất ở những vùng có mực nước ngầm thấp trong điều kiện khí hậu khô hạn, nơi lượng mưa thiếu hụt và điều kiện khí hậu thuận lợi cho sự bốc hơi mạnh. Đất trương nở cũng xuất hiện ở những vùng khí hậu ôn hòa hơn, nơi có các lớp đất sét chứa montmorillonite. Đất sét có đốm màu, nứt nẻ hoặc có các mặt trượt bóng (slickensided clays), cho thấy dấu hiệu từng bị khô trong quá khứ, là loại đất đặc biệt đáng quan tâm.

Đối với các nguyên nhân khác gây trương nở trong đất và cách tính toán độ nâng nền (heave) do trương nở, xem Chương 5 của DM 7.1. Kinh nghiệm tại địa phương có vai trò rất quan trọng trong việc nhận diện đất trương nở và lựa chọn giải pháp móng. Thông tin bổ sung về các loại đất này được trình bày trong Mục 1-2.12.

Khí hậu có ảnh hưởng quan trọng đến sự tương tác giữa đất trương nở và móng. Ở các vùng khô hạn, đất thường có độ ẩm tự nhiên tương đối thấp. Sự thấm ướt theo mùa có xu hướng gây nâng nền xung quanh chu vi công trình, làm nâng các mép của móng ngoài và bản sàn.

Ngược lại, đất ở vùng khí hậu ôn hòa thường có độ ẩm tự nhiên tương đối cao. Sự khô đất theo mùa có xu hướng gây co ngót đất xung quanh chu vi công trình. Trong trường hợp này, móng ngoài và các mép bản sàn có xu hướng hạ xuống hoặc lún theo thời gian. Những xu hướng này có thể ảnh hưởng đến việc lựa chọn các giải pháp giảm thiểu thích hợp đối với đất trương nở.

Thiết kế móng cũng phải xem xét khả năng xảy ra nâng nền do sulfide (sulfide-induced heave) từ đất và đá.

5-6.2.1 Giảm khả năng trương nở của đất.

Khi hợp lý về mặt kinh tế, nên loại bỏ đất có khả năng trương nở bên dưới móng và thay thế bằng đất đắp có kết cấu được đầm chặt (compacted structural fill) bằng vật liệu không trương nở, như thể hiện trong Hình 5-44(a). Vật liệu đắp không được để nước tích tụ hoặc thấm vào các lớp đất trương nở nằm sâu hơn. Do đó, ưu tiên sử dụng đất hạt mịn có tính dẻo thấp. Các giải pháp thay thế cho việc đào bỏ và thay đất được trình bày trong các đoạn sau.

Trong một số trường hợp, tải trọng cột và tải trọng sàn có thể được truyền xuống bằng cọc khoan thẳng hoặc cọc khoan mở rộng đáy (underreamed drilled shafts), với mũi cọc đặt bên dưới vùng trương nở hoạt động (zone of active swelling), như minh họa trong Hình 5-44(b). Đất dọc theo phần trên của thân cọc sẽ tạo ra lực hướng lên, lực này phải được chống lại bởi trọng lượng của cọc, tĩnh tải và phần mở rộng đáy. Tại bất kỳ độ sâu nào, lực kéo tác dụng lên thân cọc bằng lực dính bám thân cọc (xem Chương 6) nhân với chênh lệch diện tích bề mặt thân cọc phía trên và phía dưới điểm đang xét. Cốt thép phải chịu được các lực kéo này và, nếu được sử dụng, phải kéo dài vào phần mở rộng đáy của cọc khoan để cho phép cốt thép bám neo đầy đủ vào bê tông.

Một giải pháp khác là đặt thân cọc trong một lỗ khoan có đường kính lớn hơn, sau đó lấp đầy khoảng vành khuyên bằng một vật liệu dẻo có khả năng biến dạng mà không tạo ra lực dính bám với thân cọc. Các polyme nhớt đàn hồi (viscoelastic polymers), chẳng hạn như cao su lỏng, là những vật liệu phù hợp với mục đích này. Việc đặt đáy móng gần mực nước ngầm giúp giảm hư hỏng do nâng nền, bởi tại đó độ ẩm thay đổi rất ít.

Nếu công trình đủ nặng và đất đủ cứng, áp lực trương nở (swell pressure) có thể được chống lại bởi tĩnh tải của công trình. Các bản sàn phải được đỡ về mặt kết cấu và đặt phía trên ván khuôn carton có khả năng phân hủy (degradable cardboard forms), như thể hiện trong Hình 5-44(c).

5-6.2.2 Giảm thiểu ảnh hưởng trương nở.

Khi không khả thi về mặt kinh tế để đào bỏ vật liệu trương nở hoặc đặt móng xuống dưới chiều sâu có khả năng trương nở, có thể giảm thiểu các ảnh hưởng bằng các biện pháp sau:

• Đặt lớp đắp có hạt mịn dẻo dễ trương nở ở hàm lượng ẩm cao hơn hàm lượng ẩm tối ưu vài phần trăm, với dung trọng khô không cao hơn mức cần thiết để đạt yêu cầu về cường độ và độ nén lún.
• Thi công dầm móng trên bìa cứng có thể phân hủy.
• Bố trí lớp phủ không thấm hoặc tạo dốc mặt bằng quanh công trình để thoát nước ra xa móng.
• Bố trí đường ống cấp nước và thoát nước cách xa đất đỡ móng.
• Xem xét ổn định đất móng bằng vôi hoặc xi măng để giảm tính dẻo.

Khi độ nâng của bản sàn không phải là vấn đề nghiêm trọng, có thể đặt bản sàn bê tông trực tiếp lên đất có vấn đề, nhưng cần bố trí khe giãn nở để sàn có thể chuyển vị tự do tách khỏi kết cấu.

5-6.2.3 Nâng nền do đất và đá chứa sulfide.

Thiết kế móng cần xét đến khả năng nâng nền và ăn mòn do sulfide gây ra. Lưu huỳnh có thể hiện diện trong đá hoặc đất chứa sulfide bên dưới móng, hoặc trong đất đắp kỹ thuật được đầm chặt làm từ đá hoặc đất chứa sulfide. Theo Dubbe (1984), các dạng lưu huỳnh khác nhau gồm:

• Lưu huỳnh sulfate: biểu thị mức độ oxy hóa và là chỉ báo về lượng trương nở đã xảy ra trước khi lấy mẫu;
• Lưu huỳnh sulfide, pyrite: biểu thị lượng vật liệu chứa sulfide chưa bị oxy hóa và khả năng trương nở có thể xảy ra trong tương lai; và
• Lưu huỳnh hữu cơ: biểu thị vật liệu được cho là không tham gia vào phản ứng trương nở.

Đất và đá chứa sulfide thường được nhận diện bằng thí nghiệm. Mẫu đá hoặc đất dùng cho thí nghiệm hóa học xác định các dạng lưu huỳnh tổng cộng cần được bọc trong nhựa để ngăn thay đổi hàm lượng ẩm và giảm oxy hóa trước khi thí nghiệm. Bryant và nnk. (2003) cho thấy nâng nền do sulfide có thể xảy ra trong vật liệu chỉ chứa khoảng 0.1% lưu huỳnh sulfide dạng pyrite. Hình 5-45 minh họa khả năng nâng nền đối với các nồng độ lưu huỳnh sulfide dạng pyrite khác nhau.

Nước ngầm cũng cần được thí nghiệm nếu có khả năng dâng lên và tiếp xúc với móng. Ăn mòn bê tông do sulfide có thể xảy ra nếu hàm lượng lưu huỳnh sulfide dạng pyrite vượt quá 1200 ppm.

Khi thí nghiệm cho thấy cần có biện pháp giảm thiểu, cần xem xét các nội dung sau:

• Đối với công trình mới: đào bỏ đất hoặc đá chứa sulfide bên dưới bản sàn và/hoặc móng, trừ khi tĩnh tải đủ lớn để ngăn nâng nền, và sử dụng vật liệu tạo rỗng bên dưới dầm móng và bản sàn như đã thảo luận đối với đất trương nở;
• Để bảo vệ bê tông chịu tác động của nước ngầm chứa sulfide, sử dụng: 1) xi măng kháng sulfate, chẳng hạn xi măng Portland Type V; 2) bê tông có tỷ lệ nước–xi măng thấp; hoặc 3) bê tông có bitum;
• Đối với công trình hiện hữu, xem xét đào bỏ một phần hoặc toàn bộ đất hoặc đá chứa sulfide bên dưới bản sàn và/hoặc móng, tùy theo mức độ nâng nền đã ảnh hưởng đến công trình.

Nếu thí nghiệm cho thấy quá trình oxy hóa đã hoàn tất và hư hại đã xảy ra, thì không cần đào bỏ đất hoặc đá chứa sulfide. Có thể đào bỏ và thay thế cục bộ nếu cần, nhưng mọi vật liệu chứa sulfide còn lại bên dưới công trình phải được phủ kín hoàn toàn bằng mastic phun để cách ly khu vực đó khỏi không khí. Các khu vực đã đào cần được lấp lại bằng đất đắp kỹ thuật có hàm lượng lưu huỳnh thấp hơn mức gây vấn đề. Vật liệu đắp lỏng cũng đã được sử dụng để lấp lại.

Các đặc tính ăn mòn điện hóa của đất rất quan trọng khi các kết cấu kim loại, chẳng hạn đường ống, được chôn dưới đất. Có thể cần khảo sát điện trở suất tại hiện trường để đánh giá nhu cầu bảo vệ catốt.

5-6.3 Móng trên đất sụp lún (collapsible soils).

Đất sụp lún (collapsible soils) có đặc trưng là cấu trúc siêu ổn định và bị sụp đổ đột ngột khi bị ngập nước. Do đó, các trầm tích hiện hữu thường nằm phía trên mực nước ngầm ở trạng thái tự nhiên. Hầu hết đất sụp lún là các trầm tích hạt mịn do dòng bùn có dung trọng đơn vị thấp hoặc trầm tích gió (loess). Đất đắp rời và đá magma bị phân hủy cũng có thể bị sụp lún. Chúng thường gồm bụi và cát với hàm lượng hạt mịn đáng kể. Thông tin bổ sung về loess được trình bày trong Mục 1-23.

Đất sụp lún phân bố ở vùng Trung Tây và Tây Nam Hoa Kỳ, một số khu vực ở châu Á, Nam Mỹ và Nam Phi theo Mitchell và Soga (2005). Vị trí địa lý của các trầm tích loess tại Hoa Kỳ, Nam Mỹ, châu Âu và châu Á được trình bày trong Hình 5-46. Chiều sâu của các trầm tích đất sụp lún có thể rất lớn, thường đến 100 ft và đôi khi hơn 500 ft (USBR 1992). Do bề dày lớn, sụp lún có thể gây ra độ lún lớn. USBR (1992) cũng nêu rằng mức độ sụp lún bị ảnh hưởng bởi bề dày lớp đất, khoáng vật học của đất, hệ số rỗng ban đầu, lịch sử ứng suất, hình dạng hạt, hàm lượng ẩm, kích thước lỗ rỗng, các chất gắn kết và lượng tải trọng bổ sung, gồm tải thủy tĩnh hoặc tải kết cấu.

5-6.3.1 Nhận diện đất sụp lún.

Các công việc sau cần được thực hiện khi làm việc với đất sụp lún (Houston và nnk. 2001):

• Nhận diện và đặc trưng hóa các khu vực đất sụp lún;
• Ước tính phạm vi và mức độ thấm ướt khi xảy ra sụp lún;
• Ước tính độ lún do sụp lún; và
• Lựa chọn phương án thiết kế và giảm thiểu.

Việc ước tính phạm vi và mức độ thấm ướt cần thiết để gây sụp lún là nhiệm vụ khó nhất trong các công việc này. Nước ngầm dâng là phương pháp duy nhất bảo đảm bão hòa 100%. Nước tưới từ bề mặt thường không tạo ra trạng thái bão hòa 100%.

Mối nguy lớn nhất xảy ra khi các loại đất này không được nhận diện và công trình bị hư hại do đất sụp lún. Một thí nghiệm đơn giản để nhận diện đất sụp lún là vẽ dung trọng khô tự nhiên của mẫu đất theo liquid limit trên Hình 5-47 (USBR 1992). Các đường cong biểu thị dung trọng khô tương ứng với đất bão hòa có hàm lượng nước bằng liquid limit. Nếu dung trọng khô tự nhiên thấp hơn đường bão hòa, đất có khả năng sụp lún. Vấn đề khó nhất của thí nghiệm nhận diện này là lấy mẫu nguyên dạng để thí nghiệm. Việc lấy mẫu nguyên dạng đối với bụi và cát mịn rất khó, và sự xáo trộn sẽ ảnh hưởng đến kết quả. Nhiều đất sụp lún sẽ rã ra khi ngâm nước, nhưng đây không phải là dấu hiệu xác định chắc chắn.

5-6.3.2 Ước tính mức độ thấm ướt khi xảy ra sụp lún.

Houston và nnk. (2001) chỉ ra rằng sụp lún hoàn toàn ngoài hiện trường chỉ xảy ra khi mực nước ngầm dâng, nhưng sụp lún một phần có thể xảy ra ở hàm lượng ẩm thấp hơn mức cần thiết để đạt bão hòa 100%, chẳng hạn do tưới tiêu. Mức độ bão hòa điển hình đạt được trong quá trình tưới tiêu là 35 đến 60%. Sụp lún do thấm ướt hoàn toàn thường được xác định trong phòng thí nghiệm bằng thí nghiệm cố kết một chiều theo ASTM D4546.²⁹

5-6.3.3 Ước tính độ lún do sụp lún.

Thí nghiệm cố kết một chiều có thể được sử dụng để xác định hai đại lượng định tính khác nhau về sụp lún. Thế năng sụp lún (collapse potential) là biến dạng do thấm ướt ở bất kỳ mức ứng suất nào, trong khi chỉ số sụp lún (collapse index) là độ sụp lún tương đối khi ngập nước tại ứng suất 4000 psf (ASTM D5333, Jennings và Knight 1975). Phân loại tương đối về sụp lún gắn với hai đại lượng này được tóm tắt trong Bảng 5-21.

Bảng 5-21. Phân loại mức độ sụp lún
(theo ASTM D5333, Jennings và Knight 1975)

\(\\\\)

Độ lớn của sụp lún có thể được ước tính bằng kết quả thí nghiệm một chiều trên một hoặc nhiều mẫu được làm ngập nước ở các điều kiện ứng suất thẳng đứng phù hợp với điều kiện dự án (ASTM D4546). Biến dạng do thấm ướt có thể được đo trực tiếp cho từng mẫu và dùng để ước tính biến dạng trong điều kiện hiện trường. Vì trạng thái gần bão hòa hoàn toàn đạt được trong thí nghiệm, biến dạng đo được trong phòng có xu hướng thiên về an toàn so với điều kiện thấm ướt điển hình ngoài hiện trường. Điều kiện biên và sự không đồng nhất trong điều kiện hiện trường có thể làm cho tốc độ sụp lún đo được trong phòng thí nghiệm không đáng tin cậy (ASTM D4546).

Độ lún do sụp lún có thể được ước tính bằng cách nhân biến dạng thập phân với bề dày lớp đất. Nếu thực hiện nhiều thí nghiệm sụp lún ở các ứng suất thẳng đứng khác nhau, có thể dự báo độ lún cho từng lớp rồi cộng lại.

Ở các khu vực có nguy cơ động đất, hiện tượng chặt hóa và sụp lún có thể vẫn xảy ra sau khi đã xử lý và cần được đánh giá (Houston và nnk. 2001). Ví dụ, làm ướt trước có thể chỉ gây sụp lún do thấm ướt một phần, và đất vẫn có thể tiếp tục bị chặt hóa do rung lắc động đất.

²⁹ ASTM D5333 và chỉ số sụp lún đôi khi đã được dùng để ước tính độ lún do sụp lún. Tuy nhiên, tiêu chuẩn này đã bị rút lại.

5-6.3.4 Các phương án giảm thiểu.

Các phương án giảm thiểu có thể áp dụng cho đất sụp lún gồm:

• Đào bỏ và thay thế bằng đất đắp kỹ thuật được đầm chặt;
• Tránh làm ướt đất;
• Đầm chặt động sâu;
• Ổn định hóa học hoặc bơm vữa;
• Móng sâu; và
• Làm ướt trước.

Phương pháp giảm thiểu được sử dụng phổ biến nhất là đào bỏ và thay thế bằng đất đắp kỹ thuật được đầm chặt. Vật liệu đào lên thường được tái sử dụng làm vật liệu đắp. Đối với đất sụp lún ở độ sâu nông, đây là phương án ít tốn kém nhất và hiệu quả nhất. Biện pháp tránh làm ướt cũng đã được sử dụng khi mái dốc được bố trí để dẫn nước ra xa công trình. Làm ướt trước ít hiệu quả hơn khi chỉ có rất ít tải trọng bổ sung tác dụng trong quá trình làm ướt.

5-6.4 Các loại đất có vấn đề khác.

Chương 1 trình bày tóm tắt nhiều loại điều kiện đất có vấn đề có thể ảnh hưởng đến thiết kế móng và công trình đất. Bảng 5-22 tóm tắt các điều kiện quan trọng khi thiết kế móng nông trên đất có vấn đề.

Bảng 5-22. Các xem xét đối với đất có vấn đề khi thiết kế móng nông

5-7 CÁC KÝ HIỆU

5-8 TÀI LIỆU ĐỌC THÊM