Nguyễn Duy Khả GVHD: PGS.TS Lê Bá Vinh MỤC LỤC A THIẾT KẾ MÓNG BĂNG I THỐNG KÊ ĐỊA CHÁT Độ ẩm Trọng lượng riêng ẩm Hệ số rỗng e .6 Bảng tổng hợp số liệu thống kê II TÍNH TOÁN MÓNG BĂNG Sơ đồ tính móng băng 16 Chọn vật liệu 16 Xác định tiết diện cột .16 Xác định kích thước móng 17 Kiểm tra ổn định 19 Kiểm tra xuyên thủng .19 Kiểm tra điều kiện cường độ .19 Kiểm tra biến dạng lún 20 Giải nội lực SAP 22 10 Kiểm tra độ lún tương đối 29 11 Tính cốt thép 32 B THIẾT KẾ MÓNG CỌC Chọn thông số cho đài cọc 35 Tính sức chịu tải cọc .36 2.1 Sức chịu tải vật liệu cọc 37 2.2 Sức chịu tải theo tiêu đất .38 2.3 Bảng tổng hợp kết tính toán sức chịu tải 38 Chọn bố trí đài cọc 42 Sức chịu tải cọc đơn nhóm cọc 43 Tính lún móng cọc 44 Tính toán bố trí cốt thép 48 Kiểm tra xuyên thủng .49 Kiểm tra chuyển vị góc xoay tác dụng lực ngang 50 Kiểm tra ổn định quanh cọc 57 10 Kiểm tra khả chịu lực cắt 57 11 Kiểm tra khả chịu mômen .58 12 Kiểm tra cọc vận chuyển thi công .58 A THIÊT KẾ MÓNG BĂNG Nguyễn Duy Khả I GVHD: PGS.TS Lê Bá Vinh THỐNG KÊ ĐỊA CHẤT ĐỘ ẨM Lớp 1: Không cần thống kê Lớp 2a: Sét pha nhiều cát, màu xám/xám nhạt – Trạng thái mềm Lớp 2a STT Số hiệu 1-1 W 25.00 2-1 3-1 3-3 26.00 26.50 27.80 N Wtb 26.4 Wtc = Wtb = 26.325(%) Vì số mẫu nhỏ nên Lớp 2b: sét pha nhiều cát, màu nâu vàng nhạt – Trạng thái dẻo mềm Lớp STT Số hiệu W N Wtb 2b 1-3 2-3 25.00 25.20 25.100 Wtc = Wtb = 25.1(%) Vì số mẫu nhỏ nên Lớp 3a: Sét pha cát lẫn sỏi sạn laterite, màu xám trắng vân nâu đỏ - Trạng thái dẻo mềm Lớp 3a STT Số hiệu W 3-5 24.30 N Wtb 24.300 Wtc = Wtb = 24.3(%) Vì số mẫu nhỏ nên Lớp 3b: Sét pha cát lẫn sỏi sạn laterite – Trạng thái cứng Lớp STT Số hiệu W N Wtb 3b 2-5 18.20 18.200 Wtc = Wtb = 18.2(%) Vì số mẫu nhỏ nên Lớp 4a: Cát vừa lẫn bột sỏi sạn, màu xám trắng vân nâu vàng nhạt – Trạng thái bời rời Lớp STT Số hiệu W N Wtb 4a 1-5 3-7 26.10 25.50 25.800 Wtc = Wtb = 25.8(%) Vì số mẫu nhỏ nên Lớp 4b: Cát vừa lẫn bột sỏi sạn, màu xám trắng đốm nâu vàng nhạt – Trạng thái chặt vừa Lớp STT Số hiệu W N Wtb 4b 1-7 2-7 21.70 22.20 21.950 Wtc = Wtb = 21.950 (%) Vì số mẫu nhỏ nên Nguyễn Duy Khả GVHD: PGS.TS Lê Bá Vinh Lớp 5: Sét lẫn bột cát, màu nâu đỏ nhạt vân xám trắng, độ dẻo cao – Trạng thái cứng Lớp STT Số hiệu Wi N Wtb |Wi - Wtb| |Wi - Wtb|2 Ʃ|Wi - Wtb|2 1-9 20.40 1.009 1.018 - 11 21.30 0.109 0.012 - 13 21.00 0.409 0.167 - 15 20.80 0.609 0.371 2-9 21.40 0.009 0.000 9.449 - 11 20.10 11 21.409 1.309 1.714 - 13 20.50 0.909 0.826 3-9 23.00 1.591 2.531 - 11 22.70 1.291 1.666 10 - 13 22.30 0.891 0.794 11 - 15 22.00 0.591 0.349 Độ lệch quân phương σ= ∑ (W − W i tb n −1 )2 = 9.449 = 0.972 11 − Hệ số biến động v v= σ 0.927 = = 0.045 < [v] = 0.15 Wtb 21.409 Giá trị tiêu chuẩn Wtc = Wtb = 21.409 (%) Nguyễn Duy Khả GVHD: PGS.TS Lê Bá Vinh TRỌNG LƯỢNG RIÊNG ẨM Lớp 1: Không cần thống kê Lớp 2a: Sét pha nhiều cát, màu xám/xám nhạt – Trạng thái mềm Lớp STT Số hiệu γW 2a 1-1 2-1 3-1 3-3 1.805 1.799 1.790 1.770 N γW 1.791 γ Wtc = γ W = 1.791(%) Vì số mẫu nhỏ nên Lớp 2b: sét pha nhiều cát, màu nâu vàng nhạt – Trạng thái dẻo mềm Lớp STT Số hiệu γW 2b 1-3 2-3 1.820 1.815 N γW 1.818 γ Wtc = γ W = 1.791(%) Vì số mẫu nhỏ nên Lớp 3a: Sét pha cát lẫn sỏi sạn laterite, màu xám trắng vân nâu đỏ - Trạng thái dẻo mềm Lớp STT Số hiệu γW 3a 3-5 1.897 γ tc W N γW 1.897 = γ W = 1.897 (%) Vì số mẫu nhỏ nên Lớp 3b: Sét pha cát lẫn sỏi sạn laterite – Trạng thái cứng Lớp STT Số hiệu γW 3b 2-5 2.029 γ tc W N γW 2.029 = γ W = 2.029 (%) Vì số mẫu nhỏ nên Lớp 4a: Cát vừa lẫn bột sỏi sạn, màu xám trắng vân nâu vàng nhạt – Trạng thái bời rời Lớp STT a Số hiệu γW 1-5 3-7 1.864 1.871 N γW 1.868 γ Wtc = γ W = 1.868 (%) Vì số mẫu nhỏ nên Lớp 4b: Cát vừa lẫn bột sỏi sạn, màu xám trắng đốm nâu vàng nhạt – Trạng thái chặt vừa Nguyễn Duy Khả GVHD: PGS.TS Lê Bá Vinh Lớp STT Số hiệu γW 4b 1-7 2-7 1.933 1.925 N γW 1.929 γ Wtc = γ W = 1.929 (%) Vì số mẫu nhỏ nên Lớp 5: Sét lẫn bột cát, màu nâu đỏ nhạt vân xám trắng, độ dẻo cao – Trạng thái cứng Lớp STT Số hiệu γW 10 11 1-9 - 11 - 13 - 15 2-9 - 11 - 13 3-9 - 11 - 13 - 15 2.064 2.033 2.044 2.050 2.024 2.071 2.058 1.966 1.983 2.003 2.012 γW γW −γW γW −γW 2.028 0.036 0.005 0.016 0.022 0.004 0.043 0.030 0.062 0.045 0.025 0.016 0.001 0.000 0.000 0.000 0.000 0.002 0.001 0.004 0.002 0.001 0.000 N 11 ∑γ σ= W −γW n −1 = 0.012 = 0.034 11 − Hệ số biến động v v= σ 0.034 = = 0.017 < [v] = 0.05 γ W 2.028 γ WI = γ W = 2.028( g / cm3 ) Giá trị tiêu chuẩn Tính theo trạng thái giới hạn I α = 0.95 ⇒ tα = 1.81  n − = 10 Chọn Giá trị tính toán tiêu ρ= tα v n = −γW 0.012 Độ lệch quân phương ∑γ W 1.81× 0.017 = 0.0092 11 Nguyễn Duy Khả GVHD: PGS.TS Lê Bá Vinh 2.047 γ WI = γ W (1 ± ρ ) = 2.028 × (1 ± 0.0092) =  ( g / cm3 ) 2.009 Tính theo trạng thái giới hạn II α = 0.85 ⇒ tα = 1.1   n − = 10 Chọn Giá trị tính toán tiêu ρ= tα v n = 1.1× 0.017 = 0.006 11 2.039 γ WII = γ W (1 ± ρ ) = 2.028 × (1 ± 0.006) =  ( g / cm3 ) 2.017 HỆ SỐ RỖNG E Lớp 1: Không cần thống kê Lớp 2a: Sét pha nhiều cát, màu xám/xám nhạt – Trạng thái mềm Lớp STT Số hiệu 2a 1-1 2-1 3-1 3-3 e 0.862 0.873 0.890 0.932 N e 0.889 etc = e = 0.889 (%) Vì số mẫu nhỏ nên Lớp 2b: sét pha nhiều cát, màu nâu vàng nhạt – Trạng thái dẻo mềm Lớp STT Số hiệu 2b 1-3 2-3 e 0.838 0.846 N e 0.842 etc = e = 0.842 (%) Vì số mẫu nhỏ nên Lớp 3a: Sét pha cát lẫn sỏi sạn laterite, màu xám trắng vân nâu đỏ - Trạng thái dẻo mềm Lớp STT Số hiệu 3a 3-5 Lớp STT Số hiệu e N e 0.756 0.756 tc e = e = 0.756 (%) Vì số mẫu nhỏ nên Lớp 3b: Sét pha cát lẫn sỏi sạn laterite – Trạng thái cứng e N e Nguyễn Duy Khả GVHD: PGS.TS Lê Bá Vinh 3b 2-5 0.573 0.573 tc e = e = 0.573(%) Vì số mẫu nhỏ nên Lớp 4a: Cát vừa lẫn bột sỏi sạn, màu xám trắng vân nâu vàng nhạt – Trạng thái bời rời Lớp STT Số hiệu e N e 1-5 3-7 0.804 0.797 0.789 etc = e = 0.797 (%) Vì số mẫu nhỏ nên Lớp 4b: Cát vừa lẫn bột sỏi sạn, màu xám trắng đốm nâu vàng nhạt – Trạng thái chặt vừa a Lớp STT Số hiệu 4b 1-7 2-7 e N e 0.677 0.684 0.691 etc = e = 0.684 (%) Vì số mẫu nhỏ nên Lớp 5: Sét lẫn bột cát, màu nâu đỏ nhạt vân xám trắng, độ dẻo cao – Trạng thái cứng Lớ STT p Số hiệu 10 11 1-9 - 11 - 13 - 15 2-9 - 11 - 13 3-9 - 11 - 13 - 15 e 0.578 0.612 0.600 0.593 0.620 0.570 0.584 0.686 0.668 0.647 0.636 11 e−e e−e 0.618 0.040 0.006 0.018 0.025 0.002 0.048 0.034 0.068 0.050 0.029 0.018 0.002 0.000 0.000 0.001 0.000 0.002 0.001 0.005 0.003 0.001 0.000 Độ lệch quân phương σ= ∑ e−e n −1 e N = 0.012 = 0.038 11 − ∑ e−e 0.014 Nguyễn Duy Khả GVHD: PGS.TS Lê Bá Vinh Hệ số biến động v v= σ 0.038 = = 0.061 < [v] = 0.05 e 0.618 Giá trị tiêu chuẩn e = e = 0.618 ĐẶC TRƯNG SỨC CHỐNG CẮT C, φ Lớp 2a: Nguyễn Duy Khả Dùng hàm LINEST ta có GVHD: PGS.TS Lê Bá Vinh Số hiệu σ (kG/cm2) τ (kG/cm2) 1.00 2.00 3.00 1.00 2.00 3.00 0.50 1.00 1.50 1.00 2.00 3.00 0.338 0.559 0.781 0.341 0.562 0.784 0.216 0.323 0.429 0.329 0.546 0.763 1-1 2-1 3-1 3-3  tan ϕ tc  tc c  σ tan ϕ σ  c = 0.223 ⇒ ϕ tc = 12o34 '17 '' = 0.107 = 0.003 = 0.006  vtan ϕ  ⇒ v  c σ tan ϕ 0.003 = = 0.014 < [v ] = 0.3 tc tan ϕ 0.223 σ 0.006 = tcc = = 0.056 < [v ] = 0.3 c 0.107 = Tính theo trạng thái giới hạn α = 0.95 ⇒ tα = 1.81   n − = 10 Chọn Giá trị tính toán tiêu  ρ tan ϕ = tα vtan ϕ = 1.81 × 0.014 = 0.025   ρc = tα vc = 1.81× 0.056 = 0.101 0.229 tan ϕ I = tan ϕ tc (1 ± ρ tan ϕ ) = 0.223 × (1 ± 0.025) =  ⇒ ϕ I = (12° 16 ' "− 12° 52 ' 24") 0.217 0.118 cI = ctc (1 ± ρ c ) = 0.107 × ( ± 0.101) =  (kG / cm ) 0.096  Tính theo trạng thái giới hạn α = 0.85 ⇒ tα = 1.1  n − = 10 Chọn Giá trị tính toán tiêu  ρ tan ϕ = tα vtan ϕ = 1.1× 0.014 = 0.015   ρc = tα vc = 1.1× 0.056 = 0.061 Nguyễn Duy Khả GVHD: PGS.TS Lê Bá Vinh 0.226 tan ϕ II = tan ϕ tc (1 ± ρ tan ϕ ) = 0.223 × (1 ± 0.015) =  ⇒ ϕ II = (12° 23' 14"− 12° 45' 18") 0.220 0.114 cII = c tc (1 ± ρc ) = 0.107 × ( ± 0.061) =  (kG / cm ) 0.101 Lớp 2b Số hiệu Dùng hàm LINEST ta có σ (kG/cm2) τ (kG/cm2) 1.00 2.00 3.00 1.00 2.00 3.00 0.360 0.596 0.831 0.361 0.592 0.823 1-3 2-3  tan ϕ tc  tc c  σ tan ϕ σ  c = 0.223 ⇒ ϕ tc = 12o34 '17 '' = 0.127 = 0.002 = 0.003  v  tan ϕ ⇒ v  c σ tan ϕ 0.002 = = 0.007 < [v] = 0.3 tc tan ϕ 0.223 σ 0.003 = tcc = = 0.027 < [v] = 0.3 c 0.107 = Tính theo trạng thái giới hạn α = 0.95 ⇒ tα = 2.13  n − =  Chọn Giá trị tính toán tiêu  ρ tan ϕ = tα vtan ϕ = 2.13 × 0.007 = 0.015   ρc = tα vc = 2.13 × 0.027 = 0.058 13° 19 ' 10" 0.237 tan ϕ I = tan ϕ tc (1 ± ρ tan ϕ ) = 0.223 × (1 ± 0.015) =  ⇒ ϕI = ( ) 12° 56 ' 21" 0.230 0.135 cI = c tc (1 ± ρc ) = 0.127 × ( ± 0.058 ) =  (kG / cm ) 0.120 Tính theo trạng thái giới hạn α = 0.85 ⇒ tα = 1.19  n − = Chọn Giá trị tính toán tiêu  ρ tan ϕ = tα vtan ϕ = 1.19 × 0.007 = 0.008   ρc = tα vc = 1.19 × 0.058 = 0.032 10 Nguyễn Duy Khả GVHD: PGS.TS Lê Bá Vinh ϕtb 23.09   Lqu = X + × (∑ li ) × tan = 2.45 + × 23.2 × tan = 7.14(m)  ϕtb 23.09  =1.75 + × 23.2 × tan = 6.44( m)  Bqu = Y + × (∑ li ) × tan 4   D*f = 23.2 + 2.5 = 25.7 ( m)   5.2 Kiểm tra điều kiện ổn định đất móng khối quy ước - Sức chịu tải tiêu chuẩn đất đáy mũi R II = m1m2 ( Abγ II + BD f γ II* + DcII ) ktc m1 = 1.2 m2 = 1.1 ktc = 1.1 : hệ số điều kiện làm việc đất : hệ số điều kiện làm việc công trình tác động qua lại với đất : hệ số độ tin cậy  A = 1.0992  ϕ II = ϕ6b = 29.417 ⇒  B = 5.3967  D = 7.7859  o cII = c6b = 2.6 kN / m D*f γ * = ∑ γ i zi = 0.8 × 20 + 0.6 × (20 − 10) + 1.9 × 9.26 + 1.9 ×10.04 + 2.2 × 9.8 + 3.2 × 9.87 + 5.8 × 9.29 + 9.3 × 9.88 = 257.58( kPa) tc Rqu = = m1m2 ( ABquγ + BD*f γ * + DcII ) ktc 1.2 × 1.1 (1.0992 ××18.175 + 5.3967 × 257.58 + 7.7859 × 2.6) = 1776.33(kN / m ) 1.1 Trọng lượng khối móng quy ước Wqu = Wphía đài + Wđất đưới đáy đài +Wcọc bê tông = γ tb D f Fqu + (∑ γ il i ) ( Fqu − nc Ap ) + γ bt Lcocduoidaymong nc Ap Ta có 49 Nguyễn Duy Khả GVHD: PGS.TS Lê Bá Vinh ∑γ z i i = (3.3 − 2.5) × 9.26 + 1.9 ×10.04 + 2.2 × 9.8 + 3.2 × 9.87 + 5.8 × 9.29 + 9.3 × 9.88 = 225.394 ( kPa) Fqu = Lqu Bqu = 7.14 × 6.44 = 45.982 (m ) Ap = 0.1225( m ) γ tb = 22 (kN / m3 ) γ bt = 25 (kN / m3 ) nc = Wqu = 22 × 2.5 × 45.982 + 225.394 × (45.982 − × 0.1225) + 25 × 23.2 × × 0.1225 = 13155(kN ) tt  N qu = N tt + Wqu = 2600 + 13155 = 15755( kN ) ⇒  tt tt tt  M qu ,y = M + H ( h + Lcocduoiday ' dai ` ) = 224 + 320 × (1 + 23.2) = 7968( kNm)  tc N tt N = + Wqu = 15415.9(kN )  qu  1.15 ⇒ tt tt  M tc = M + H ( h + Lcocduoiday ' dai ` ) = 6928.7 ( kNm)  qu ,y 1.15 tc tc  tc N qtcu M qu 6M qu 15415.9 × 6928.7 ,x ,y + + = +0+ = 461.83( kPa)  pmax = Aqu Bqu Lqu Bqu Lqu 45.982 6.44 × 7.14   tc tc tc N qu M qu M qu 15415.9 × 6928.7  tc ,x ,y ⇒  pmin = − − = −0− = 208.62 ( kPa) Aqu Bqu Lqu Bqu Lqu 45.982 6.44 × 7.14   tc  p tc = N qu = 15415.9 = 335.3( kPa)  Aqu 45.982  Ta có tc  ptbtc = 335.23 < Rqu = 1776.33  tc tc  pmax = 461.83 < 1.2 Rqu = 2131.6  tc  ptb = 208.62 > (Thỏa) 5.3 Tính lún cho móng khối quy ước Áp lực gây lún đáy khối móng quy ước pgl = ptbtc − D*f γ * = 335.23 − 257.58 = 77.65(kPa ) - Chiều dày lớp phân tố chọn hi = (m) Chọn mẫu 4-21 (độ sâu 21.5 – 22 m) để tính lún cho vùng đất phía móng khối quy ước 50 Nguyễn Duy Khả GVHD: PGS.TS Lê Bá Vinh P (kN/m2) Hệ số rỗng e - 25 0.763 50 0.749 100 0.726 200 0.690 400 0.657 800 0.619 Biểu đồ quan hệ e – p  Bảng tính lún móng cọc Lớp Độ sâu (m) z (m) z/b ko γ' σz (kPa) p1i = σbt (kPa) p2a (kPa) e1i e2a hi si 25.7 – 27.7 0.16 0.98 9.88 76.29 267.46 343.75 0.67 0.66 0.013 27.7 – 29.7 0.47 0.76 9.88 58.76 287.22 345.98 0.67 0.66 0.010 29.7 – 31.7 0.78 0.49 9.88 38.26 306.98 345.24 0.67 0.66 0.006 31.7 – 33.7 1.09 0.32 9.88 24.92 326.74 351.66 0.66 0.66 0.004 33.7 – 35.7 1.40 0.22 9.88 16.99 346.50 363.49 0.66 0.66 0.002 1.71 1.94 0.16 0.13 9.88 9.88 12.15 9.71 366.26 378.41 0.66 0.66 0.002 381.08 390.79 0.66 0.65 0.001 35.7 – 37.7 11 37.7 -38.7 12.5 - Tổng độ lún s=∑ e1 − e2 hi = 3.7cm < [s ] = 8cm + e1  Bài toán thỏa mãn điều kiện độ lún TÍNH TOÁN VÀ BỐ TRÍ CỐT THÉP TRONG ĐÀI 51 Nguyễn Duy Khả GVHD: PGS.TS Lê Bá Vinh a 2 Pi(net) 350 h0 700 700 350 1 350 ri 1050 1050 350 6.1 Thanh thép số - Xét mômen mặt cắt ngàm 1-1 M 1−1 = ∑ Pi − net × ri – cánh tay đòn, khoảng cách từ cọc thứ i đến mép cột r3 = r6 = 1.05 − 0.3 = 0.75 (m) – phản lực ròng đầu cọc Do phản lực cọc lớn nên ta chọn phản lực cọc để tính thép Pi( net ) = M đytt M đxtt N tt ± y ± xi i n p ∑ yi ∑xi P3( net ) = P6( net ) = 2600 544 +0+ × 1.05 = 562.86 kN 4.41 M 1−1 = × 562.86 × 0.75 = 810 kNm - Diện tích cốt thép M 1−1 844.3 ×106 As1 = = = 3941.58 mm 0.9 Rs h0 0.9 × 280000 × 0.85 - Chọn thép  Chọn ϕ22 có as = 380.13 mm2  Số thép n1 = As1 5844.2 = = 10.36 as 380.13 n1 = 11 Chọn 52 Nguyễn Duy Khả  GVHD: PGS.TS Lê Bá Vinh Khoảng cách thép a1 = 2100 − ×100 = 173 mm 11 a1 = 150 ( mm) - Chọn Vậy thép số chọn ϕ22 a150 6.2 Thanh thép số - Tương tự, xét mômen mặt cắt ngàm 2-2 M 2−2 = ∑ Pi − net × ri r4 = r5 = r6 = 0.7 − 0.2 = 0.5(m) 2600 544 −0− × 1.05 = 303.81kN 4.41 2600 = = 433.33 kN 2600 544 = +0+ × 1.05 = 562.86 kN 4.41 P4( net ) = P5( net ) P6( net ) M 2− = ( 303.81 + 433.3 + 562.86 ) × 0.5 = 650 kNm - Diện tích cốt thép M 2− 650 × 106 As = = = 3034.55 mm 0.9 Rs h0 0.9 × 280000 × 0.85 - Chọn thép  Chọn ϕ22 có as = 380.13mm2  Số thép n1 = As1 3034.55 = = 7.98 as 380.13 n1 =  Chọn Khoảng cách thép a1 = - 2800 − ×100 = 238 mm Vậy thép số chọn ϕ22 a200 KIỂM TRA ĐIỀU KIỆN XUYÊN THỦNG Đài cọc phải thỏa mãn điều kiện: Pxt ≤ Pcx 53 Nguyễn Duy Khả GVHD: PGS.TS Lê Bá Vinh 350 350 350 Chiều cao đài 0.7m Chọn a = 15cm Chiều cao làm việc tiết diện đài: ho = hđ – a = 0.7 – 0.15 = 0.55 m 350 350 350 350 350 325 350 400 600 575 C Đáy tháp xuyên thủng phủ lên phần cọc (phần gạch sọc) Lực gây xuyên thủng: Pxt = N tt − ∑ P 0.9 = 635.52.4 (kN ) 1.15  L + Lc + 2cl  h  B + Bc + 2cb  h  Pcxt = α Rbt  c × ho × o +  c × ho × o  × ÷ ÷ cl  cb      0.6 + 0.6 + × 0.575  0.85  0.4 + 0.4 + × 0.325  0.85  = 1× 1050 ×  + ×2 ÷× 0.85 × ÷× 0.85 × 0.575  0.325     = 6485.1 > Pxt 54 Nguyễn Duy Khả GVHD: PGS.TS Lê Bá Vinh KIỂM TRA CỌC KHI CHỊU TẢI TRỌNG NGANG ∆n ψ My Hx l0 y0 δ HH δHM ψ0 H0 = l M0 = z y I= x - δMH δMM b 0.354 = = 0.00125 (m ) 12 12 Chuyển vị góc xoay lực đơn vị gây đầu cọc δ HH = A0 α bd E.J δ HM = δ MH = δ MM = B0 α bd E.J C0 α bd E.J Trong A0, B0, C0 – trang bảng G2 TCXD 205:1998 phụ thuộc vào Le – chiều dài quy đổi cọc le = α bd × l = 0.846 × 23.2 = 19.637 ( m) 55 Nguyễn Duy Khả GVHD: PGS.TS Lê Bá Vinh ⇒ A0 = 2.441 ; B0 = 1.621 ; C0 = 1.751  −4 δ HH = 0.8463 × × 107 ×1.2505 × 10−3 × 2.441 = 1.073 ×10 m / kN   ⇒ δ HM = δ MH = ×1.621 = 6.03 ×10 −5 kN −1 −3 0.846 × × 10 × 1.2505 × 10   −5 −1 δ MM = 0.846 × × 107 × 1.2505 × 10−3 ×1.751 = 5.51×10 ( kNm)  - Chuyển vị góc xoay cọc vị trí mặt đất y0 = H δ HH + M δ MH ψ = H δ HM + M δ MM Trong H0 = H x = H tt 320 = = 53.33 kN 6 M = M y + H x l0 = M tt + H x l0 = −4  y0 = 53.33 × 1.073 × 10 = 0.0057(m)  −5 ψ = 53.33 × 6.03 ×10 = 0.003( rad ) - Chuyển vị góc xoay cọc vị trí đặt lực Vì cọc đài thấp nên lo = H x l03 M y l0 ∆ n = y0 + ψ l0 + + = yo = 0.0057 ( m) 3EJ EJ H x l0 M y l0 ψ =ψ + + = ψ = 0.003( rad ) EJ EJ - Mômen, lực cắt ứng suất dọc theo thân cọc M y ( z ) = α bd EJ y0 A3 − α bd EJ ψ B3 + M C3 + H0 D3 α bd Qx ( z ) = α bd EJ y0 A4 − α bd EJ ψ B4 + α bd M C4 + H D4 σx ( z) =    ψ M0 H0 k ze  y0 A1 − B1 + C1 + D1 ÷ α bd α bd α bd EJ α bd EJ   Mômen My 56 Nguyễn Duy Khả GVHD: PGS.TS Lê Bá Vinh z  0.00 ze A3 B3 C3 D3 My 0.000 0.12 0.1 0 0.1 6.301 0.24 0.2 -0.001 0.2 12.448 0.35 0.3 -0.005 -0.001 0.3 18.236 0.47 0.4 -0.011 -0.002 0.4 23.716 0.59 0.5 -0.021 -0.005 0.999 0.5 28.785 0.71 0.6 -0.036 -0.011 0.998 0.6 33.392 0.83 0.7 -0.057 -0.02 0.996 0.699 37.319 0.95 0.8 -0.085 -0.034 0.992 0.799 40.743 1.06 0.9 -0.121 -0.055 0.985 0.897 43.526 1.18 1.30 1.42 1.54 1.65 1.77 1.89 2.01 2.13 2.24 2.36 2.60 2.84 3.07 3.31 3.54 4.13 4.73 -0.167 -0.083 0.975 0.994 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5 1.6 1.7 1.8 1.9 2.2 2.4 2.6 2.8 3.5 -0.222 -0.287 -0.365 -0.455 -0.559 -0.676 -0.808 -0.956 -1.118 -1.295 -1.693 -2.141 -2.621 -3.103 -3.541 -3.919 -1.614 -0.122 -0.173 -0.238 -0.319 -0.42 -0.543 -0.691 -0.867 -1.074 -1.314 -1.906 -2.663 -3.6 -4.718 -6 -9.544 -11.73 0.96 0.938 0.907 0.866 0.881 0.739 0.646 0.53 0.385 0.207 -0.271 -0.941 -1.877 -3.408 -4.688 -10.34 -17.91 1.09 1.183 1.273 1.358 1.437 1.507 1.566 1.612 1.64 1.646 1.575 1.352 0.917 0.197 -0.891 -5.854 -15.07 45.423 46.996 48.067 48.380 48.167 47.465 46.443 44.975 43.086 41.076 38.744 33.522 27.884 22.352 17.206 12.061 3.185 0.287 0.00 ze A3 B3 C3 D3 53.33 0.12 0.1 -0.005 0 52.68 0.24 0.2 -0.02 -0.003 50.99 0.35 0.3 -0.045 -0.009 -0.001 48.25 Lực cắt Qx z 57 Qx Nguyễn Duy Khả  GVHD: PGS.TS Lê Bá Vinh 0.47 0.4 -0.08 -0.021 -0.003 44.73 0.59 0.5 -0.125 -0.042 -0.008 0.999 40.64 0.71 0.6 -0.18 -0.072 -0.016 0.997 35.96 0.83 0.7 -0.245 -0.114 -0.03 0.994 30.97 0.95 0.8 -0.32 -0.171 -0.051 0.989 25.87 1.06 0.9 -0.404 -0.243 -0.082 0.98 20.68 1.18 1.30 1.42 1.54 1.65 1.77 1.89 2.01 2.13 2.24 2.36 2.60 2.84 3.07 3.31 3.54 4.13 4.73 -0.499 -0.333 -0.125 0.967 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5 1.6 1.7 1.8 1.9 2.2 2.4 2.6 2.8 3.5 -0.603 -0.714 -0.838 -0.967 -1.105 -1.248 -1.396 -1.547 -1.699 -1.848 -2.125 -2.339 -2.437 -2.346 -1.969 1.074 9.244 -0.443 -0.575 -0.73 -0.91 -1.116 -1.35 -1.613 -1.906 -2.227 -2.578 -3.36 -4.228 -5.14 -6.023 -6.765 -6.789 -0.358 -0.183 -0.259 -0.356 -0.479 -0.63 -0.815 -1.036 -1.299 -1.608 -1.966 -2.849 -3.973 -5.355 -6.99 -8.84 -13.69 -15.61 0.946 0.917 0.876 0.821 0.747 0.652 0.529 0.374 0.181 -0.057 -0.692 -1.592 -2.821 -4.445 -6.52 -13.83 -23.14 15.40 10.25 5.66 0.73 -3.43 -7.53 -10.99 -14.08 -16.67 -19.00 -20.75 -23.07 -23.89 -23.35 -21.78 -19.21 -10.85 0.26 0.00 ze A3 B3 C3 D3 0.00 0.12 0.1 0.1 0.005 10.04 0.24 0.2 0.2 0.02 0.001 18.65 0.35 0.3 0.3 0.045 0.005 25.89 0.47 0.4 0.4 0.08 0.011 31.77 0.59 0.5 0.5 0.125 0.021 36.37 0.71 0.6 0.999 0.6 0.018 0.036 39.69 0.83 0.7 0.999 0.7 0.245 0.057 41.95 Ứng suất σx z 58 My Nguyễn Duy Khả GVHD: PGS.TS Lê Bá Vinh 0.95 0.8 0.997 0.799 0.32 0.085 43.11 1.06 0.9 0.995 0.899 0.405 0.121 43.31 1.18 1.30 1.42 1.54 1.65 1.77 1.89 2.01 2.13 2.24 2.36 2.60 2.84 3.07 3.31 3.54 4.13 4.73 0.992 0.997 0.499 0.167 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5 1.6 1.7 1.8 1.9 2.2 2.4 2.6 2.8 3.5 0.987 0.979 0.969 0.955 0.937 0.913 0.882 0.848 0.795 0.735 0.575 0.347 0.033 -0.385 -0.928 -2.928 -5.853 1.095 1.192 1.287 1.379 1.468 1.553 1.633 1.706 1.77 1.823 1.887 1.874 1.755 1.49 1.037 -1.272 -5.941 0.604 0.718 0.841 0.974 1.115 1.264 1.421 1.584 1.752 1.924 2.272 2.609 2.907 3.128 3.225 2.463 -0.927 0.222 0.288 0.365 0.456 0.56 0.678 0.812 0.961 1.126 1.308 1.72 2.195 2.724 3.288 3.858 4.98 4.548 42.82 41.48 39.40 36.88 34.02 30.89 27.43 23.80 21.05 16.52 12.95 6.27 0.45 -4.62 -8.27 -11.66 -16.24 -19.17 KIỂM TRA ỔN ĐỊNH CỦA ĐẤT NỀN QUANH CỌC σ z ≤ [σ z ] = η1η z= (σ v′ tan ϕ I + ξ cI ) cos ϕ I 0.85 = 3.5( m) αε Tại độ sâu so với đáy đài (hay -3.4m so với mặt đất tự nhiên), ta có σzmax = 43.32 kN/m² σ’v =41.644 kN/m² 59 Nguyễn Duy Khả GVHD: PGS.TS Lê Bá Vinh Lớp z li γ' σv – 0.8 0.8 20 16 0.8 – 1.4 0.6 10 22 2a 1.4 – 3.3 1.9 9.26 39.594 3.3 - 3.5 0.2042 10.04 41.6442 Lớp đất có: cI = 25.6 kN/m², ϕI = 14o η1 = η2 = 0.7 Lấy , ⇒ [ σ z ] = 1× 0.7 × , ξ = 0.3 (cọc ép) (41.644 × tan14o + 0.3 × 25.6) = 52.123 kN / m² > σ zmax o cos14 10 KIỂM TRA KHẢ NĂNG CHỊU LỰC CẮT Khả chịu lực cắt bêtông cọc: Qmin = 0.6 Rbt bh0 = 0.6 ×1.05 ×103 × 0.35 × 0.31 = 58.355 kN > Qzmax = 53.33 φ 6a 200 Bố trí cốt đai theo cấu tạo đoạn cọc Qwb = 4ϕb (1 + ϕ f + ϕn ) Rbt bh02 ⇒ Qwb = 2 ×1.05 × 103 × 0.35 × 0.312 Qb = Rsw Asw R A = 2 Rbt bh02 sw sw s s 175 × 103 × 0.283 × 10−4 = 83.64 kN > Qzmax 0.2 Rbt bh02 × 1.05 ×103 × 0.3 × 0.2752 = = 238kN > Q s 0.2 11 KIỂM TRA KHẢ NĂNG CHỊU MÔ MEN CỦA CỌC Tính khả chịu momen cọc: 60 Nguyễn Duy Khả x= GVHD: PGS.TS Lê Bá Vinh Rs As − Rs' As' =0 Rbb ⇒ [ M ] = Rsc As (h0 − a ') = 280 × 103 × 7.634 × 10−4 × (0.31 − 0.04) = 57.71 kNm > M zmax = 48.38 kNm 12 KIỂM TRA CỌC KHI VẬN CHUYỂN VÀ THI CÔNG CỌC 12.1.1 Khi vận chuyển cọc - Khi vận chuyển cọc hai neo có sẵn cọc, tác dụng trọng lượng thân, tiết diện cọc hình thành thớ chịu nén chịu kéo Để an toàn, ta chọn vị trí đặt neo cho mômen kéo nén sơ đồ tính phía - Sơ đồ tính 0.207L 0.207L q 0.0214qL2 0.0214qL2 0.0214qL2 - Tính toán cốt thép  Trọng lượng thân cọc L = 11250 8000 q = Ap γ bt kd = 0.35 × 0.35 × 25 ×1.5 = 4.6 kN / m  Mômen lớn cọc M max = 0.0214qL2 = 0.0214 × 4.6 × 82 = 6.3 kNm  Cốt thép tối thiểu cọc Chọn bề dày lớp bê tông bảo vệ a = cm αm = h0 = 35 – = 31 cm M 6.3 = = 0.0144 γ b Rbbh0 0.9 × 14500 × 0.350 × 0.312 ξ = − − 2α m = − − × 0.0144 = 0.0145 61 Nguyễn Duy Khả As =  GVHD: PGS.TS Lê Bá Vinh ξγ b Rbbh0 0.9 × 0.0145 × 14.5 × 350 × 310 = = 73.33 mm Rs 280 Thép chọn 8ϕ18, phần thép chịu mômen kéo 3ϕ18 có As chon = 763.4 mm > As = 73.32 mm - Vậy thép chọn thỏa mãn điều kiện chịu lực vận chuyển 12.1.2 Khi thi công cọc - Khi dựng cọc thẳng đứng, ta buột dây vào đầu cọc kéo, trọng lượng thân cọc, tiết diện cọc hình thành thớ chịu nén kéo Tương tự vận chuyển cọc, để an toàn, ta chọn vị trí đặt neo cho mômen kéo nén Vị trí đặt neo thể sơ đồ - Sơ đồ tính 0.207L q 0.0214qL2 0.0683qL2 L = 11250 8000  Trọng lượng thân cọc  Mômen lớn cọc q = Ap γ bt kd = 0.35 × 0.35 × 25 ×1.5 = 4.6 kN / m M max = 0.0683qL2 = 0.0683 × 4.6 × 82 = 20.11kNm  Cốt thép tối thiểu cọc Chọn bề dày lớp bê tông bảo vệ a = cm h0 = 35 – = 31 cm M 20.11 αm = = = 0.0458 γ b Rbbh0 0.9 × 14500 × 0.350 × 0.312 ξ = − − 2α m = − − × 0.0458 = 0.0469 As = ξγ b Rbbh0 0.9 × 0.0469 ×14.5 × 350 × 310 = = 237.25 mm2 Rs 280 62 Nguyễn Duy Khả  GVHD: PGS.TS Lê Bá Vinh Thép chọn 8ϕ16, phần thép chịu mômen kéo 3ϕ16 có As chon = 763.4 mm > As = 237.25 mm2 - Vậy thép chọn thỏa mãn điều kiện chịu lực thi công cọc 12.1.3 Tính toán móc cẩu để vận chuyển lắp dựng cọc Sử dụng thép CII Ta bố trí móc cẩu đoạn cọc: Pcoc = 0.352 × 25 × ×1.5 = 36.75kN Chọn đường kính thép làm móc cẩu từ điều kiện: Asmoc×Rs ≥ Pcoc×FS Trong đó, Asmoc diện tích tiết diện móc cẩu, Asmoc = πφ2/4 FS hệ số an toàn, chọn FS = ⇒ φmoc ≥ Pcoc FS = π Rs × 36.75 ×103 × 1.5 = 15.83( m) π × 280 Chọn thép φ16 Chọn chiều dài đoạn neo từ điều kiện: Fneo ×Rbt ≥ Pcoc×FS Trong đó, Fneo diện tích bề mặt đoạn neo, Fneo = (πφ)×lneo FS hệ số an toàn, chọn FS = ⇒ lneo ≥ Pcoc 36.75 × 103 FS = ×1.5 = 1044.45 mm πφmoc Rbt π ×16 ×1.05 ⇒ Chọn lneo =1100 mm 63 [...]... 4 Xác định kích thước móng a Chiều dài móng - Chiều dài mút thừa c = 2m L = 2 + 6 + 3 + 6 + 2 = 19 m - Tổng chiều dài móng băng b Chiều cao móng - Chọn sơ bộ chiều cao h  1 1  1 1 h =  ÷ ÷li max =  ÷ ÷× 6 = 0.5 ÷ 1m  12 6   12 6  h = 0.8m Chọn c Bề rộng đáy móng - Chiều sâu chôn móng D f = 2m - b = 1m Chọn sơ bộ bề rộng móng Sức chịu tải tiêu chuẩn của đất dưới đáy móng R II = m1m2 ( Abγ... 36"-30° 9' 57" 14° 45' 22"-18° 23' 34" 15° 18' 48"-17° 51' 11" 0.5 - 0.606 13° 29' 45" 18° 29' 42" 27° 7' 26" 29° 44' 53" 16° 35' 30" Nguyễn Duy Khả I GVHD: PGS.TS Lê Bá Vinh TÍNH TOÁN MÓNG BĂNG 1 Sơ đồ móng băng và số liệu tính toán NttA NttB MttA HttA MttB HttB 2000 NttC 6000 MttC B Lực dọc N (kN) 613.889 722.222 650.000 577.778 A B C D A B C D Mômen M (kNm) 74.667 62.222 56.000 62.222 Rb = 14.5 MPa Rbt... công thức pgl Ko = sdh = 66.850 = 4303.3( kN / m3 ) 0.3 × 0.0518 Trong đó: pgl + : Áp lực gây lún sdh - + : Độ lún đàn hồi lấy bằng 0.3 lần độ lún của móng Chia móng băng thành các đoạn nhỏ với độ dài 0.1m, móng có L = 19m vậy bài toán được mô phỏng trên nền đàn hồi Winker với 190 đoạn và ứng với 191 lò xo Độ cứng các lò xo được tính như sau: K1 = K191 = K o × 0.1× B 2 = 4303.3 × 0.1× = 430.3( kN / m)... tt = 1.15 N tc = 2563.889 ( kN ) H tt = 1.15 H tc = 22.857 ( kN ) M tt = 1.15M tc = 342.214 (kN ) hc = 200mm - Chiều cao cánh móng Bề rộng dầm móng bs = (0.3 ÷ 0.6)hs = (0.3 ÷ 0.6) × 0.8 = (0.24 ÷ 0.8) m  bs ≥ bc + 0.1 = 0.4m ⇒ bs = 0.4m hs bs hc hm Q pttmax(net) - Chiều cao bản móng dựa vào khả năng chịu lực cắt của bê tông (Không có cốt đai) 19 Nguyễn Duy Khả GVHD: PGS.TS Lê Bá Vinh b − bs × b ≤... tính toán của chỉ tiêu tan ϕ I = 0.240 cI = 0.134(kG / cm 2 ) Tính theo trạng thái giới hạn 2 Giá trị tính toán của chỉ tiêu tan ϕ II = 0.240 cII = 0.134 (kG / cm 2 ) Lớp 3b Dùng hàm LINEST ta có  tan ϕ tc  tc c  σ tan ϕ σ  c = 0.335 ⇒ ϕ tc = 18o 31'15'' = 0.485 = 0.0003 Số hiệu σ (kG/cm2) τ (kG/cm2) 2-5 1.00 2.00 3.00 0.820 1.154 1.489 = 0.0006 Tính theo trạng thái giới hạn 1 Giá trị tính toán... hob ) = 0.75 ×1.05 ×103 × (1× 0.33) = 259.875( kN ) > Pxt max 7 Điều kiện cường độ - Áp lực tính toán cực đại : tt pmax = 1.15 × ( = 1.15 × ( - N tc 6M tt + ) + γ tb × D f Fm B × L2 2229.469 6 × 297.578 + ) + 22 × 2 = 114.315( kN / m 2 ) 2 2 × 19 2 ×19 Sức chịu tải cực hạn và cho phép của đất nền dưới đáy móng: q ult = cN c + qN q + 0.5γ bNγ 21 Nguyễn Duy Khả GVHD: PGS.TS Lê Bá Vinh ϕ II = ϕ2 a  N c... thứ 7 , ta có σ - 7 bt = 23.086 = 0.145 < 0.2 158.901  Dừng việc tính toán tại lớp 5 Tổng độ lún s=∑ e1 − e2 hi = 5.18cm < [s ] = 8cm 1 + e1  Bài toán thỏa mãn điều kiện về độ lún 23 si (mm) 118.321 Tổng độ lún pgl7 e2i 35.820 2.5 3 p1i (kN) 5.18 cm S a u Nguyễn Duy Khả GVHD: PGS.TS Lê Bá Vinh 9 Tính nội lực bằng SAP - Hệ số nền được tính theo công thức pgl Ko = sdh = 66.850 = 4303.3( kN / m3 ) 0.3... làm việc của đất nền m2 = 1 : hệ số điều kiện làm việc của công trình tác động qua lại với đất nền ktc = 1.1 : hệ số độ tin cậy  A = 0.2461  ϕ II = ϕ2 a = 12.387 ⇒  B = 1.9844  D = 4.4737  o cII = c2 a = 10.1 kN / m 2 R II = m1m2 ( Abγ II + BD f γ II* + DcII ) ktc 1.1×1 (0.2461× 1× 17.91 + 1.9844 × 2 ×17.91 + 4.4737 ×10.1) 1.1 = 120.571(kN / m 2 ) = - Xác định sơ bộ diện tích đáy móng 18 Nguyễn... 1Ø28+2Ø25 (15.97) 3Ø28+3Ø25 (33.2) 0.55% 1.14% b Cốt đai dầm móng Kiểm tra điều kiện sử dụng cốt đai, xiên Q = ϕb 3 ( 1 + ϕ f + ϕ n ) γ b Rbt bh0 = 0.6 × ( 1 + 0 + 0 ) × 0.9 × 0.9 ×103 × 0.4 × 0.73 = 141.91( kN ) Qmax = 452.412 > Q = 141.91( kN ) - Vì nên phải đặt cốt đai theo tính toán asw = 78.54 (mm 2 ) φ = 10 ( mm) - Chọn cốt đai có và (Số nhánh n=2 ) Lo / 4 - Bước cốt đai ở vùng gần gối ( qsw = stt... trị tính toán của chỉ tiêu do đó  ρ tan ϕ = tα vtan ϕ = 1.698 × 0.068 = 0.116   ρ c = tα vc = 1.698 × 0.080 = 0.135 18° 23' 34" 0.333 tan ϕ I = tan ϕ tc (1 ± ρ tan ϕ ) = 0.298 × (1 ± 0.116) =  ⇒ ϕI = ( ) 14° 45' 22" 0.264 0.628 cI = c tc (1 ± ρ c ) = 0.553 × ( 1 ± 0.138 ) =  (kG / cm 2 ) 0.478 Tính theo trạng thái giới hạn 2 α = 0.85 ⇒ tα = 1.19  n − 2 = 31  Chọn Giá trị tính toán của chỉ ... 26" 29° 44' 53" 16° 35' 30" Nguyễn Duy Khả I GVHD: PGS.TS Lê Bá Vinh TÍNH TOÁN MÓNG BĂNG Sơ đồ móng băng số liệu tính toán NttA NttB MttA HttA MttB HttB 2000 NttC 6000 MttC B Lực dọc N (kN) 613.889... GVHD: PGS.TS Lê Bá Vinh Xác định kích thước móng a Chiều dài móng - Chiều dài mút thừa c = 2m L = + + + + = 19 m - Tổng chiều dài móng băng b Chiều cao móng - Chọn sơ chiều cao h  1  1 h = ... ÷ 1m  12   12  h = 0.8m Chọn c Bề rộng đáy móng - Chiều sâu chôn móng D f = 2m - b = 1m Chọn sơ bề rộng móng Sức chịu tải tiêu chuẩn đất đáy móng R II = m1m2 ( Abγ II + BD f γ II* + DcII )