BÁO CÁO KHẢO SÁT ĐỊA CHẤT
CÔNG TRÌNH
1
1. Cấu trúc địa chất khu vực xây dựng.
Mô tả sơ bộ cấu tạo địa chất khu vực:
Tại lỗ khoan BH1, khoan xuống cao độ là - 34m, gặp 3 lớp đất như sau:
 Lớp 1:
Lớp 1 là lớp bùn sét, có màu xám, xám đen, lẫn hữu cơ. Chiều dày của lớp xác định
được ở BH1 là 11.30 m, cao độ mặt lớp là 0.00m, cao độ đáy là -11.30 m. Lớp đất có độ
ẩm W = 59.1%, độ bão hòa S
r
= 98.4%. Lớp đất ở trạng thái chảy, có độ sệt I
L
= 1.14
 Lớp 2:
Lớp 2 là lớp sét màu xám vàng, trạng thái dẻo cứng, phân bố dưới lớp 1. Chiều dày
của lớp là 15.20m, cao độ mặt lớp là -11.30m, cao độ đáy là -26.70m. Lớp đất có độ ẩm
W = 29.7%, độ bão hòa S
r
= 98.8%. Lớp đất ở trạng thái chảy, có độ sệt I
L
= 0.33
 Lớp 3:
Lớp thứ 3 gặp ở BH1 là lớp sét, màu xám vàng, xám xanh, nâu đỏ loang lổ, trạng
thái nửa cứng, phân bố dưới lớp 2. Chiều dày của lớp là 7.3 m, cao độ mặt lớp là -26.7 m,
cao độ đáy lớp là -34.00. Lớp đất có độ ẩm W = 21.5%, độ bão hòa S
r
= 97.2%. Lớp đất
ở trạng thái chảy, có độ sệt I
L
= 0.14

.3.0
1
max m
HMNTT
mMNCN
tt
−






+
+
Trong đó:
+ MNCN: Mực nước cao nhất, MNCN = 4,5 m
+ MNTT: Mực nước thông thuyền
+
tt
H
: Chiều cao thông thuyền,
Ở đây theo số liệu cho thì sông không thông thuyền
Ta có :
 CĐĐT = 4,5 + 1 – 0.3 = 5,2 m.
Vậy: CĐĐT = + 5,2 m
1.1.2. Cao độ đỉnh bệ (CĐĐB).
CĐĐB
≤
MNTN - 0.5m

 Chọn cọc bê tông cốt thép đúc sẵn, cọc có kích thước là 0.45x0.45m; được đóng
vào lớp số 3 là lớp sét ở trạng thái nửa cứng. Ngoài ra mũi cọc được đặt vào trong lớp đất
chịu lực tối thiểu là 5d.
Vậy, chọn cao độ mũi cọc là – 30.50m
Như vậy cọc được đóng vào trong lớp đất 3 có chiều sâu là 3.30m
 Chiều dài của cọc (L
c
) được xác định như sau:
L
c
= CĐĐB - H
b
- CĐMC
L
c
= 1.5 - 2.0 - (- 30.50) = 30 m.
Trong đó:
CĐĐB = 1.5 m: Cao độ đỉnh bệ
H
b
= 2.0 m: Chiều dày bệ móng
CĐMC = - 30.50 m: Cao độ mũi cọc
 Kiểm tra:
7067.66
45.0
30
≤==
d
c
L

800
25150
25
450
No
Mo
Ho
170
80
2512025
230 60
V1
V2
V3
Hình 3: Phân chia tính thể tích trụ
Thể tích trụ toàn phần V
tr
:
V
tr
= V
1
+ V
2
+ V
3
= =
3.2)2.1)2.15.4(
4
2.1

=−××−+
×
π
Trong đó: MNTN = +2.0 m: Mực nước thấp nhất.
CĐĐB = +1.5m: Cao độ đỉnh bệ.
6
S
tr
: Diện tích mặt cắt ngang thân trụ, m
2
.
2.2. Lập các tổ hợp tải trọng thiết kế với MNTN
Tiến hành Tính các tải trọng: thẳng đứng. lực ngang và mômen đối với mặt cắt đỉnh
bệ ứng với mặt cắt tự nhiên. Đề bài đã cho ta Tải trọng ở TTGHSD ta phải tiếp tục tính ở
TTGHCĐ
Bảng 1: Tổ hợp tải trọng thiết kế với MNTN
Tải trọng Đơn vị TTSD
o
t
N
- Tĩnh tải thẳng đứng kN 6000
o
h
N
- Hoạt tải thẳng đứng kN 3200
h
H
- Hoạt tải nằm ngang kN 130
o
M

H
tc
= H
o
= 130 kN
 Mômen tiêu chuẩn dọc cầu:
×+=
o
h
otc
HMM
(CĐĐT – CĐĐB)
)
5.12.5(1301100
−×+
=
tc
M
=1581 kN.m
2.2.2. Tổ hợp tải trọng theo phương dọc cầu ở TTGHCĐ.
 Tải trọng thẳng đứng tính toán dọc cầu
tn
V
n
tr
V
bt
o
t
N

HMM 75.175.1
(CĐĐT – CĐĐB)
)5.12,5(13075.1110075.1
−××+×=
tt
M
=2766,75 kN.m
Bảng 2: Tổng hợp tải trọng tác dụng theo phương dọc cầu với MNTN
Tải trọng Đơn vị TTGHSD TTGHCĐ
Tải trọng thẳng đứng kN 9890,87 13969,85
Tải trọng ngang kN 130 227,5
Mômen kN.m 1581 2766,75
8
3. Xác định sức kháng nén dọc trục của cọc đơn
3.1. Sức kháng nén dọc trục theo vật liệu.
Chọn vật liệu
+ Cọc bê tông cốt thép
+ Tiết diện của cọc hình vuông: 0.45m x 0.45m
+ Bê tông có
'
c
f
= 28MPa
+ Thép ASTM A615, có
y
f
= 420 MPa
Bố trí cốt thép trong cọc
+ Cốt chủ : Chọn 8#24, bố trí xuyên suốt chiều dài cọc.
+ Cốt đai : Chọn thép ∅ 8

ϕ : Hệ số sức kháng của bê tông, ϕ = 0.75
'
c
f
:
Cường độ nén quy định của bê tông ở tuổi 28 ngày (
MPa)

y
f
:
Giới hạn chảy tối thiểu quy định của thanh cốt thép (
MPa).
A
g
: Diện tích mặt cắt nguyên của cọc, A
g
= 450x450 = 202500mm
2
A
st
: Diện tích cốt thép, A
st

= 8x387=3096mm
2
Vậy: P
R
= 0.75x0.8x{0.85x28x(202500– 3096) + 420x3096}
= 3925222.78N

A
p
: Diện tích mũi cọc ( mm
2
)
A
s
: Diện tích bề mặt thân cọc ( mm
2
)

qp
ϕ
: Hệ số sức kháng đối với sức kháng mũi cọc.

qs
ϕ
: Hệ số sức kháng đối với sức kháng thân cọc.
vqs
7.0
λ=ϕ
trong đất sét với
8.0
v
=λ
ta có:
56.0
qs
=ϕ
vq

u
và tỷ số D
b
/D và hệ số dính được tra bảng theo
tiêu chuẩn thiết kế cầu 22TCN 272-05. Hình 10.7.3.3.2a-1
Ở đó D
b
là chiều sâu cọc trong lớp đất chịu lực, D: đường kính cọc
Đồng thời ta cũng tham khảo công thức xác định
α
của API như sau :
- Nếu S
u

≤
25 Kpa
0.1=α⇒
- Nếu 25 Kpa < S
u
< 75 Kpa






−
−=α⇒
KPa50
KPa25S

= 34.7 kPa = 0.0347MPa.
Sử dụng công thức của API với S
u
= 34,7 kPa ta có:
10







−
−=α⇒
KPa50
KPa25S
5.01
u

α
=
=






−
−






−
−
50
259.48
5.01
0.761
Bảng 3: Sức kháng thân cọc Q
s
ở các lớp đất
Tên lớp
Độ sâu
lớp đất
(m)
Chiều dày
lớp đất Sau
xói: L (mm)
Cường độ
kháng cắt:
S
u
(N/mm
2
)
Hệ số
kết dính

p
Sức khángđơn vị mũi cọc trong đất sét bão hòa q
p
xác định như sau: q
p
= 9.S
u
Trong đó: S
u
: Cường độ kháng cắt không thoát nước trung bình (Mpa), S
u
= C
uu
Mũi cọc đặt tại lớp 3 có: S
u
= 48.9 kN/m
2
= 0.0489 Mpa
=> Q
p
= A
p
q
p
= 450
2
x 9 x 0,0489 = 89120.25 N
Vậy Sức kháng nén dọc trục theo đất nền:
Q
R

==n
. Chọn n = 28 cọc.
4.2. Bố trí cọc trong móng
4.2.1.Bố trí cọc trên mặt bằng
Tiêu chuẩn 22TCN 272 – 05 quy định:
 Khoảng cách từ mặt bên của bất kì cọc nào tới mép gần nhất của móng phải
lớn hơn 225mm.
 Khoảng cách tim đến tim các cọc không được nhỏ hơn 750mm hoặc 2.5 lần đường
kính hay bề rộng cọc, chọn giá trị nào lớn hơn.
Với n = 28 cọc được bố trí theo dạng lưới ô vuông trên mặt bằng và được bố trí
thẳng đứng trên mặt đứng, với các thông số :
+ Số hàng cọc theo phương dọc cầu là 4. Khoảng cách tìm các hàng cọc theo
phương dọc cầu là 1200 mm.
+ Số hàng cọc theo phương ngang cầu là 7. Khoảng cách tim các hàng cọc theo
phương ngang cầu là 1200 mm.
+ Khoảng cách từ tim cọc ngoài cùng đến mép bệ theo cả hai phương dọc cầu và
ngang cầu là 500 mm.
5@120=600
50
3@120=360
50
460
50
720
50
Hình 5. Mặt bằng cọc
4.2.2. Tính thể tích bệ.
Với 28 cọc bố trí như hình vẽ, ta có các kích bệ là: 4600mm x 8200mm. Trong đó :
a = (4600 - 1200) : 2 = 1700 mm.
12

25
150450
25
150
800
200
700
460
M
N
H
M
N
H
x
y
x
y
N
H
x
y
M
N
H
y
x
?
?
?

SD
1
SD
2
HH
130 kN.
 Mômen

b
SD
1
SD
1
SD
2
xHHMM
+=
= 1581 + 130x2 = 1841 kN.m
4.3.2. Trạng thái giới hạn cường độ
 Tải trọng thẳng đứng:

bnbt
§C
1
§C
2
xV)x25.1(NN
γ−γ+=
= 13969.85+ (1.25x24.5 - 9.81) x 75.44 = 15540.13 kN
 Tải trọng ngang:

**********************************************
***** Final Maximums for all load cases *****
**********************************************
Result Type Value Load Comb. Pile
*** Maximum pile forces ***
Max shear in 2 direction -0.5361E-01 KN 1 0 14
Max shear in 3 direction -0.6795E+01 KN 1 0 28
Max moment about 2 axis -0.4549E+01 KN-M 1 0 6
Max moment about 3 axis 0.5631E-01 KN-M 1 0 14
Max axial force -0.6493E+03 KN 1 0 3
Max torsional force 0.0000E+00 KN-M 0 0 0
Max demand/capacity ratio 0.2528E+00 1 0 3
Do đó: N
max
= 649.3 KN, vậy lấy giá trị là N
max
= 649.3 KN để kiểm toán.
5.1.2. Kiểm toán sức kháng dọc trục cọc đơn
Công thức kiểm toán sức kháng dọc trục cọc đơn:
N
max
+ ∆N
≤
P
tt
Trong đó:
P
tt
: Sức kháng tính toán chịu nén của cọc đơn
N

g
ϕ
Các hệ số sức kháng đỡ của nhóm cọc. Ta có:
65.0
g
=ϕ
Q
g
: Sức kháng đỡ dọc trục danh định của nhóm cọc, được xác định như sau
Với đất dính
Q
g
= min{
η

xTổng sức kháng dọc trục của các cọc đơn; sức kháng trụ tương đương}
15
= min{Q
g1
; Q
g2
}
Ta có: Cao độ mặt đất sau xói là: - 2,2 m
Cao độ đáy bệ là : - 0.5 m
Do vậy sau khi xói lở, đáy bệ không tiếp xúc chặt chẽ với đất, đất trên bề mặt là
mềm yếu, khi đó khả năng chịu tải riêng rẽ của từng cọc phải được nhân với hệ số hữu
hiệu, lấy như sau:
η
= 0.65 với khoảng cách tim đến tim bằng 2.5 lần đường kính
η

Q
p
= 89.12 kN
Vậy, tổng sức kháng tính toán dọc trục của nhóm cọc trong đất sét:
Q
g1
= n x (Q
s
+ Q
p
) x
η
= 28 x (1345,77 + 89.12) x 0.653 = 26235.53 kN
 Xác định Q
g2
Sức kháng đỡ của phá hoại khối được xác theo công thức:
Q
g2
=
( )
uC
u
SXYNSZY2X2
++
Hình 8. Quy đổi kích thước nhóm cọc
Trong đó :
X : Chiều rộng của nhóm cọc X = 3.1200 + 450 = 4050 mm = 4.05 m
Y : Chiều dài của nhóm cọc Y = 6.1200 + 450 = 7650 mm = 7.65 m
N
C

0302.0
3.34.151.9
3.30489.04.150347.01.90157.0
=
++
×+×+×
=
S
u
: Cường độ chịu cắt không thoát nước tại đáy móng(Mpa). S
u
= 0.0489 Mpa
=> Q
g2
= (2x4050+2x7650)x27800x0.0302 + 4050x7650x8.29x0.0489
= 32205420 N = 32205.42 kN
Vậy, Q
g
= min{Q
g1
; Q
g2
} = min {26918.54; 32205.42} kN = 26918.54 kN
Sức kháng dọc trục của nhóm cọc:
Q
R
=
kNQ
gg
05.1749754.2691865.0.

b
/3 = 12.8 m.
Như vậy móng tương đương nằm trong lớp 2, cách đáy lớp 2 là:
(15.40 - 12,8) = 2.6 m
Lớp đất tính lún ở bên dưới móng tương đương, có chiều dày như hình vẽ.
18
Hình 10. Phân chia các lớp tính lún
Ứng suất có hiệu do trọng lượng bản thân các lớp đất theo chiều sâu được xác định
như sau:
'
o
σ
=
uz
σ−σ
Trong đó :
z
σ
: Ứng suất tổng

u
σ
: Áp lực nước lỗ rỗng ứng với MNTN = 2.0 m
h
w
: là độ sâu so với MNTN. h
w
= Z
i
+ 2.0

z
σ
)2.(
.
+=
=
in
wnu
Z
h
γ
γσ
'
o
σ
=
uz
σ−σ
A 16.3 0 0 0
19.62 19.62 0
B 16.3 11.30 11.3
184.19 203.81 130.473 73.337
C 18.8 24.10 12.80
240.64 444.45 256.041 188.409
D 18.8 25.40 1.30
24.44 468.89 268.794 200.096
E 18.8 26.70 1.30
24.44 493.33 281.547 211.783
E1 19.3 27.7 1 19.3 512.63 291.357 221.273
E2 19.3 28.7 1 19.3 531.93 301.167 230.763

σ

) 2).( 2(.
αα
tgzLtgzBBAF
igigtđtđ
++==
Ta có :

2
1
=
α
tg
=>
)zL)(zB(
V
igig
'
++
=σ∆
20
Hình 11. Minh họa quy đổi vùng diện tích điểm tính ứng suất có hiệu
Trong đó :

'
σ∆
: Độ tăng ứng suất có hiệu tại giữa lớp đất do tải trọng ngoài gây ra
V: Tải trọng thẳng đứng theo trạng thái giới hạn sử dụng, V = 10836.91 KN
B

)
Tỉ lệ:
0
'/ '
σ σ
∆
C 4.05 7.65 0.00 349.78
1.86
D 4.05 7.65 1.30 226.32
1,13
E 4.05 7.65 2.60 158.99
0.75
E1 4.05 7.65 3.60 125.92
0.56
E2 4.05 7.65 4.60 102.27
0.446
E3 4.05 7.65 5.60 84.75
0.35
F 4.05 7.65 6.25 75.69
0.31
E4 4.05 7.65 6.60 71.41
0.286
E5 4.05 7.65 7.60 61.00
0.235
E6 4.05 7.65 8.60 52.72
0.196
E7 4.05 7.65 9.60 46.02
0.165
E8 4.05 7.65 10.60 40.53
0.141

'
P
σ
: Áp lực tiền cố kết ( lấy từ thí nghiệm nén cố kết ). (kN/m
2
)
'
0
σ
: Ứng suất có hiệu tại giữa lớp đất do trọng lượng bản thân đất gây ra. (kN/m
2
)
22
Bảng 7: Tính toán tỷ số cố kết OCR
Lớp đất tính lún
'
P
σ
'
0
σ
OCR=
0
'/ '
P
σ σ
Giữa lớp tính lún thứ 1(D) 227 200.096 1.134
Giữa lớp tính lún thứ 2(F) 356 246.422 1.445
Vì OCR ở cả 2 lớp tính lún đều lớn hơn 1, nên ta sử dụng công thức tính lún đối với
trường hợp đất quá cố kết ban đầu:

ci
: Độ lún cố kết.
H
c
: Chiều cao của lớp đất chịu nén. H
c
= 12.60 m
e
0
: Tỉ số rỗng tại ứng suất thẳng đứng hữu hiệu ban đầu
Lớp đất tính lún thứ 1 (Lớp 2): e
0
=0.903
Lớp đất tính lún thứ 2 (Lớp 3): e
0
=0.698
'
f
σ
: Ứng suất hữu hiệu thẳng đứng cuối cùng tại điểm giữa lớp đất đang xét
'
σ∆
: Ứng suất có hiệu tăng thêm tại giữa lớp đất do tải trọng ngoài gây ra
'
f
σ
=
'
0
'

r
=0.028
23
Hình 12: Đường cong nén cố kết điển hình đối với đất nền quá cố kết-Quan hệ biến
dạng thẳng đứng với ứng suất thẳng đứng hữu hiệu EPRI (1983)
 Lớp đất thứ 1:
579.0
227
28.427
log.31.0
093.200
227
log.043.0
903.01
60.12
1
=






+







=
c
S
S
c2
< 0 nên ta tính theo công thức sau:
( )
0 0
'
log
1 '
f
c
ci c
H
S C
e
σ
σ
 
 
 
=
   
 ÷
+
 
 
 
  

Cách 1: Kết quả từ cách tính theo móng cọc bệ cao:
• Theo phương ngang cầu:
∆
ngang
= 0.00 mm
≤
38mm
• Theo phương dọc cầu:
∆
dọc
= 0.005 m = 5 mm
≤
38mm
Cách 2: Sử dụng phần mền tính toán nền móng FB-PIER ta tính được chuyển vị
theo các phương dọc cầu (X), phương ngang cầu (Y), phương thẳng đứng (Z) tại vị trí
đầu mỗi cọc như sau :
*** Maximum pile head displacements ***
Max displacement in axial 0.1621E-01 M 1 0 3
Max displacement in x 0.2329E-05 M 1 0 8
Max displacement in y 0.2839E-01 M 1 0 14
Chuyển vị ngang lớn nhất tại đỉnh cọc là:
• Theo phương ngang cầu:
∆
x
= 0.2329.10
-5
m = 0.2329.10
-2
mm
≤