Mẫu Thuyết Minh Đồ Án Nền Móng Theo Tiêu Chuẩn AASHTO

Mẫu Thuyết Minh Đồ Án Nền Móng Theo Tiêu Chuẩn AASHTO dành cho các bạn sinh viên có nhu cầu tham khảo về cách trình bày đồ án thuyết minh môn học và đạt điểm cao thuyệt đối như a chúc các bạn may mắn

THIẾT KẾ MÓNG ĐƠN

SỐ LIỆU PHỤC VỤ THIẾT KẾ

Bảng 1.1 Tải trọng thiết kế

STT Trạng thái giới hạn

Moment uốn chân cột Mu (KNm)

Hệ số vượt tải đối với trọng lượng bản thân kết cấu móng D

1.1.2 Địa Chất a Thông tin cơ bản

 Nền đất dưới đáy móng là cát bùn có chiều dày Zh = 7.7m

 Dưới lớp cát bùn là tầng đất cứng không nén lún.

 Mực nước ngầm thiết ké nằm ở độ sâu Dw = 2.2m so với mặt đất. b Các tham số vật lý cơ học

 Dung trọng tự nhiên γ tn = 19.1 (kN/m 3 )

 Dung trọng bão hòa γ bh = 19.7 (kN/m 3 )

 Nền có mo đun đàn hồi tang tuyến tính theo độ sâu E =Eo + kz, trong đó

1.1.3 Vật liệu móng a Cốt thép

 Cường độ dẻo của thép: f y = 420 Mpa

Bảng 1.2 Đường kính thép cho phép

 mo đun đàn hồi: E = 21000 Mpa

 lớp bê tông bảo vệ dầy 70 mm

 Trọng lượng riêng bê tông: γ bt = 24 (kN/m 3 )

1.1.4 Cột BTCT trên móng a Kích thước mặt cắt ngang cột

 Chiều rộng: Bc = 250 (mm) b Cốt thép cột

 Đường kính cốt thép dbar = 28.7 c Bê tông cột

 Cường độ nén fc = 30 Mpa

 Khi tính toán sức chịu tải nền: ∅ = 0,45

 Khi tính toán kết cấu chịu cắt ∅ = 0,75

 Khi tính toán kết cấu chịu uốn ∅ = 0,9

 Khi tính toán kết cấu chịu nén ∅ = 0,65

1.1.6 Độ lún cho phép của móng

 Đáy móng đặt ở độ sâu D =1.2m so với mặt đất.

THIẾT KẾ CHIỀU DÀI, CHIỀU RỘNG MÓNG

1.2.1 Giả định kích thước móng

1.2.2 Kiếm tra điều kiện đáy móng không mất tiếp xúc với nền

Trọng lượng móng và đất nằm trên móng Wu:

 Trường hợp 1: Nếu biết T thì W u =γ D × B × L( h dat × γ dat +T ×γ betong )

 Trường hợp 2: Chưa biết T thì giả định W u =γ D × B × L × D × γ betong

- γ betong : Trọng lượng riêng của bê tông ( KN m 2 )

- h dat : Chiều dài phần đất trên cánh móng (m)

- γ dat : Trọng lựng riêng đất ( KN m 2 )

Giả sử biết T=0.38(m)nên ta tính trọng lượng móng và đất phía trên thep TH1 w u =γ D × B× L×(H D γ D +T γ nt )

⇔w u D.46(KN) Độ lệch tâm e: e = Pu Mu +Wu (m) < 6 L

→ Nhận xét: Móng không bị mất tiếp xúc với nền.

1.2.3 Kiểm tra điều kiện nền đất dưới đáy móng không bị phá hoại.

Ban đầu do tải trọng P lệch tâm, nên ứng suất không phân bố đều Khi tính toán kiểm tra nền đất không bị phá hoại theo phương pháp Vesic lại dựa trên giả thuyết ứng suất phân bố đều. a) Dùng giả thiết: Móng B×L chịu Pu + Mu tương đương với móng B×L ’ chịu Pu

 Chiều dài L ’ của móng tương đương:

L ' =L−2e=1.3−2×0.196=0.908(m) b) Ứng suất tại đáy móng qu: q u =P u +W u

- P u (KN) là lực dọc chân cột được xác định từ tổ hợp TTGH cường độ.

- U w (KPa)là áp lực nước, lấy bằng 0 do mực nước ngầm xa vị trí đáy móng. c) Tính sức chịu tải danh nghĩa bằng phương pháp Vesic:

Quy đổi nền tương đương:

→ Nhận xét: Vùng ảnh hưởng nằm trong trong lớp cát bùn.

Tra bảng hệ số sức chịu tải theo Vesic:

Nền là nền đất rời (cát bùn) do vậy ta tính ứng suất hữu hiệu tại đáy móng theo điều kiện thoát nước: σ '=σ D −u D =(19.1×1.2)−0".92(kN/m 2 )

Xác định dung trọng hữu hiệu của đất trong vùng ảnh hưởng:

Vì D = 1.2 m < Dw =2.2 m < D+B = 2.35 m Tính dung trọng hữu hiệu theo công thức: γ '=γ tn −γ w × ( 1− ( D W B − D ) )

Xác định hệ số ảnh hưởng của hình dạng móng:

0.908=0.49 Xác định các hệ số ảnh hưởng của độ sâu đặt đáy móng:

Tính sức chịu tải q n theo công thức của Vecsic q n =C ' N c F cs F cd +σ ' D N q F qs F qd +0.5γ ' B N γ F ys F yd

+0,5×17.82×1.15×92.2×0.49×1⇔q n 779.86(KN/m 2 ) d) Kiểm tra điều kiện đảm bảo khả năng chịu tải;

Xác định hệ số sức kháng theo TCXD :  = 0,45

→Nhận xét: Móng đảm bảo khả năng chịu tải, chênh lệch 108.54% > 10%, không đảm bảo tiết kiệm Em đã giảm kích thước móng để tích kiệm nhưng không đạt về điều kiện chiều dài móng để thép neo chặt vào bê tông, không đảm bảo an toàn Nên em phải chọn kích thước B= 1,15m và L= 1,3m để đảm bảo an toàn.

1.2.4 Kiểm tra điều kiện độ lún móng không vượt quá giới hạn cho phép a) Trọng lượng móng và đất nằm trên móng w u =γ D × B× L×(H d γ d +T γ bt )

→ Nhận xét: Móng không bị mất tiếp xúc với nền. b) Dùng giả thiết móng: móng B×L chịu Pu+Mu tương đương với móng B×L’ chịu Pu

Chiều dài móng tương đương:

L '=L−2e=1.3−2×0.172=0.956(m) c) Tính độ lún theo phương pháp Mayne – Polus: Ứng suất tiếp xúc tại đáy móng: q u =P u +W u

1.15×0.956−0g9.68(KN/m2) Đường kính cọc tương đương:

Xác định IG: Hệ số ảnh hưởng của chiều dày móng và độ cứng bền:

17400 (3620×1.183)=4.063 Tra đồ thị ta có: I G =0.8067

Hệ số ảnh hưởng độ cứng móng:

Hệ số ảnh hưởng của dộ sâu chôn móng:

17400 (1−0.3 2 2 )=0.0233(m)#.3(mm) d) Kiểm tra điều kiện độ lún cho phép

 Độ lún móng cho phép: S a @(mm)

 Kiểm tra độ lún: S=23.3(mm) 10%, không đảm bảo tiết kiệm Em đã giảm kích thước móng để tích kiệm nhưng không đạt về điều kiện chiều dài móng để thép neo chặt vào bê tông, không đảm bảo an toàn Nên em phải chọn kích thước B= 1,15m và L= 1,3m để đảm bảo an toàn.

THIẾT KẾ CHIỀU DÀY MÓNG

1.3.1 Điều kiện móng không bị chọc thủng theo 2 phương a) Giả định chiều dày móng T=0.38(m)80(mm)

Lớp bê tông bảo vệ thép chủ a cov er p(mm), giả định dùng thép ϕ10 có đường kính d ¯ ¿=9.5 ( mm ) ¿

Chiều dầy móng hiệu dụng d= T −(D t h ep )−(B T baove )

⇒d80−(9.5)−(70)00.5(mm) b) Xác định mặt chọc thủng

Chu vi mặt cắt thủng: b o =2×(L S h ear +B S h ear )=2×(700.5+550.5)%02(mm) c) Ứng suất cắt v u ,P trên mặt chọc thủng do tải trọng P u : Ứng suất tiếp xúc tại đáy móng do P u tác dụng xuống q u =( B × L P u ) =1150807000 ×1300=0.54(MPa) Ứng suất cắt v u ,P v u ,P =P u −q u × B S h ear × L S h ear b ∘ ×d

2502×300.5 =0.796(MPa) d) Ứng suất cắt v u ,M trên mặt cắt nguy hiểm do Momen M u

Hệ số truyền ứng suất: γ=1− 1

⇔v u , M =( 0.4592 × × 167000000× 6.097×10 10 700.5 ) =0.44 (MPa ) e) Ứng suất cắt max trên mặt cắt nguy hiểm v u v u =v u , P +v u , M

⇔v u =0.796+0.44=1.236(MPa) f) Sức kháng cắt danh nghĩa của bê tông v v 1=( 13) × √ f c = ( 13) × √ 25=1,667 (MPa ) v 2 =0,17×

+2) × √ f c =0.083 × ( 40× 2502 300.5 + 2 ) × √ 25=2.824(MPa) Tính v n v n =MIN( v 1 , v 2 , v 3 )=v 1=1.667(MPa) g) Kiểm tra điều kiện an toàn chống chọc thủng:

Hệ số sức kháng cắt AIC quy định: φ=0,75

→ Nhận xét: Đảm bảo an toàn và tiết kiệm.

1.3.2 Điều kiện móng không bị phá hoại an toàn và tiết kiệm (phá hoại 1 phương_Console) a) Chiều dầy móng T =0.38 ( m)80 (mm)

Chiều dầy móng hiệu dụng d= T −(D t h ep )−(B T baove )

⇒d80−(9.5)−(70)00.5(mm) b) Mặt cắt nguy hiểm:

Mặt cắt cách mép cột 1 khoảng bằng d = 300.5(mm)

B s h ear =B50(mm) c) Ứng suất cắt trên mặt cắt nguy hiểm ( V u )

Tại ( +2 L ) e0 (mm ) Tính ứng suất tiếp xúc: q max = P u

1150×130 0 2 =1.055 Tại (-L/2), Tính ứng suất tiếp xúc: q min = P u

Dùng q max và q min nội suy ra ứng suất tiếp xúc q shear tại L c

Hợp lực cắt tác dụng lên mặt cắt:

1150×300.5=0.4955(MPa) d) Sức kháng danh nghĩa của bê tông: v n =( 16) × √ f c

⇔v n =( 16) × √ 25=0.833 ( MPa) e) Kiểm tra điều kiện an toàn chống cắt console:

Hệ số sức kháng cắt AIC quy định: φ=0.75

→ Nhận xét: Với Δ %>10 % thì thiết kế thừa nhưng vẫn chấp nhận được vì nếu thay đổi bề dày móng T(m) thì hạng mục chống cắt thủng theo 2 phương sẽ không thỏa Cho nên về độ lệch 26.12 %>10 %có thể chấp nhận được.

THIẾT KẾ CỐT THÉP TẠI ĐÁY MÓNG – THEO PHƯƠNG DỌC

1.4.1 Xác định mặt cắt cần thiết kế và tính momen Mmax a) Mặt cắt thiết kế

Do mặt cắt móng tại vị trí mép cột có momen lớn nhất nên ta chọn mặt cắt này là mặt cắt tính toán thiết kế cốt thép móng. b) Tính momen tại mép cột dùng để thiết kế thép ( M n )

Tải trọng tại TTGH cường độ: P u 7000N; M u 7×1 0 6 Nmm

-Tại (+L/2), tính ứng suất tiếp xúc: q max = P u

1150×1300 2 =1.055 -T ại (-L/2), tính ứng suất tiếp xúc: q min = P u

- Dùng q max và q min nội suy ra q 0tại mép cột: q 0 (1.055−0.0242)× ( 13002 +400

- Tính M o tại mép cột: Trong phạm vi L o =L

2 E0(mm), tách áp lực đất ra thành 2 khối như hình minh họa:

- Momen M n tại mép cột dung để thiết kế thép:

M n =M o ϕ (theo ACI ϕ =0.9cho mode phá hoại dẻo)

1.4.2 Tính toán diện tích thép và chọn số thanh thép a) Chiều dầy móng hiệu dụng: d=T−(D t h ep )−(B T baove ) d80−(9.5)−(70)00.5(mm) b) Sơ đồ lực trên mặt cắt thiết kế tại TTGH cường độ: c) Tính diện tích thép chịu lực As bang cách giải hệ 2 phương trình:

- Phương trình cân bằng lực: A s × f y =0.85× f c × a× B (1)

- Phương trình cân bằng Momen: M n =(d−a

Từ (1) và (2) ta thu được phương trình bậc 2 theo As:

Tính diện tích thép tối thiểu để chịu nhiệt co ngót

Vậy Max(A s , A s Min )7.77(mm 2 ) d) Tính diện thép:

- Chọn thép theo đường kính : Diện tích thép As(chọn) ≥ Max(A s , As min )

- chọn 13 cây thép số #10 (đường kính thép dbar =9.5(mm))

- Tổng diện tích thép thực tế: A s(c h on) × π ×9 5 2

A sch osen >MAX(A s ; A min )⇔992>987.77(m m 2 ) chệnh lệch%2−987.77

987.77 ×100 %=0.46 %0.005

Thỏa mãn điều kiện đảm bảo mode phá hoại dẻo.

1.4.5 Bố trí khoảng cách thép theo phương dọc a) Bố trí khoảng cách mép:

⇔K cm g.8(mm) b) Bố trí khoảng cách tim:

K ct =K cm +d ¯ ¿g.8+9.5 w.3(mm)¿ c) Khoảng cách mép tối thiểu:

Thỏa điều kiện khoảng cách mép không quá nhỏ. d) Khoảng cách tim tối đa:

Thỏa điều kiện khoảng cách tim không quá lớn.

1.4.6 Chiều dài triển khai thép và tổng chiều dài thanh thép: a) Chiều dài cần để thép neo chặt vào bê tông:

Với: d ¯ ¿=9.52d ¯ ¿¿ vậy x = 2.1 b) Tính L ¿p lied

L ¿ p lied =L/2−L c /2−(BTbaove)00/2−400/2−7080(mm) c) Kiểm tra điều kiện L ¿p lied ≥ L d

Chiều dài móng đủ để thép neo chặt trong bê tông.

Chọn L ¿ p lied 80(mm) là chiều dài để triển khai thép. d) Tổng chiều dài thanh thép:

 Kết luận: Vậy thép theo phương dọc gồm có 14 thanh #10, chiều dài mỗi thanh là L ¯ ¿60(mm)¿ và khoảng cách từ tim đến tim của thanh thép là K ct w.3(mm)

THIẾT KẾ CỐT THÉP TẠI ĐÁY MÓNG THEO PHƯƠNG NGANG

1.5.1 Xác định mặt cắt thiết kế và tính momen Mmax a) Mặt thiết kế

- Chọn mặt cắt tại mép cột, phía (+L/2) để tính toán thiết kế thép móng b) Momen tại mép cột dung để thiết kế thép (Mn):

Tải trọng tại TTGH cường độ: P u 7000N; M u =0Nmm

- Tại (+L/2), tính ứng suất tiếp xúc: q max = P u

-Tại (-L/2), tính ứng suất tiếp xúc: q min = P u

- Dùng q max và q min nội suy ra q 0tại mép cột: q 0=0.54(MPa)

- Tính M o tại mép cột: Trong phạm vi B o =B/2−B c /2E0mm, tách áp lực đất ra thành 2 khối như hình minh họa:

- Momen M n tại mép cột dung để thiết kế thép:

M n =M o /φ (theo ACI φ =0,9 cho mode phá hoại dẻo)

1.5.2 Tính toán diện tích thép và chọn số thanh thép a) Chiều dầy móng hiệu dụng: d=T−2×(D k t h ep )−(B T baove )

⇔d80−2×(9.5)−(70)00.5(mm) b) Sơ đồ lực trên mặt cắt thiết kế tại TTGH cường độ: c) Tính diện tích thép chịu lực As bang cách giải hệ 2 phương trình:

- Phương trình cân bằng lực: A s × f y =0.85× f c × a× T (1)

- Phương trình cân bằng Momen: M n =(d−a/2)× A s × f y (2)

Từ (1) và (2) ta thu được phương trình bậc 2 theo As:

A min¿0,0018× L× Tnếu dùng thép f y B0(MPa)

- Chọn thép theo đường kính : Diện tích thép As (chọn) ≥ Max(A s , As min )

- Chọn 14 cây thép số #10 ( đường kính thép dbar = 9.5(mm)

- Tổng diện tích thép thực tế: A s(c h on) × π ×9 5 2

A sch osen >MAX(A s ; A min )⇔992>936(mm 2 )

Vậy chọn 14 cây thép số #10

1.5.3 Kiểm tra điều kiện an toàn chống phá hoại uốn a) Tính lại chiều dày vùng nén bê tông a: a= A sch osen × f y

850×25×1300.08(mm) b) Cường độ moment danh nghĩa Mn:

⇔M n =(300.5−15.08/2)×992×4202100465.2(Nmm) c) Kiểm tra điều kiện M n ≥ M o /φ

Kết luận: mặt cắt móng nguy hiểm có đủ cường độ để chịu momen uốn Mo

1.5.4 Kiểm tra điều kiện đảm bảo mode phá hoại dẻo a) Vị trí trục trung hòa: c=a/0.85.08/0.85.75(mm) b) Tính biến dang thép ∈ t bằng phương pháp tam giác đồng dạng:

 Nhận xét: Thép có biến dạng kéo ∈ t =0.0477>0.005

Thỏa mãn điều kiện đảm bảo mode phá hoại dẻo.

1.5.5 Bố trí khoảng cách thép theo phương ngang e) Bố trí khoảng cách mép:

⇔K cm w.8(mm) f) Bố trí khoảng cách tim:

K ct =K cm +d ¯ ¿w.8+9.5 3(mm)¿ g) Khoảng cách mép tối thiểu:

Thỏa điều kiện khoảng cách mép không quá nhỏ. h) Khoảng cách tim tối đa:

 Kết luận: Thỏa điều kiện khoảng cách tim không quá lớn.

1.5.6 Chiều dài triển khai thép và tổng chiều dài thanh thép f) Chiều dài cần để thép neo chặt vào bê tông:

Với: d ¯ ¿=9.52d ¯ ¿ ¿ vậy x = 2.1 g) Tính L ¿p lied

L ¿ p lied =B/2−B c /2−(BTbaove)50/2−250/2−7080(mm) h) Kiểm tra điều kiện L ¿p lied ≥ L d

 Chiều dài móng đủ để thép neo chặt trong bê tông.

 Chọn L ¿ p lied 80(mm) là chiều dài để triển khai thép. i) Tổng chiều dài thanh thép:

 Kết luận: Vậy thép theo phương ngang gồm có 14 thanh #10, chiều dài mỗi thanh là L ¯ ¿10(mm)¿ và khoảng cách từ tim đến tim của thanh thép là K ct 3(mm)

THIẾT KẾ CỐT THÉP TẠI MỐI NỐI CỘT MÓNG

1.6.1 Tính toán diện tích thép và chọn số thanh thép.

Tính chiều dày móng hiệu dụng. d=T−(DKt h ep)−(BTbaove)

- Khả năng chịu nén của mối nối (Pn)

Trong đó: s được tính như sau

Khả năng của mối nối cột

P n =MIN(P u , col ;P u ,fool )⇔P n =MIN(1657500;1381250)⇔P n 81250(N) Diện tích thép mối nối

Vì Pn > Pu nên diện tích thép chịu nén As1=0mm 2

Diện tích thép cấu tạo( chịu nhiệt, co ngót)

Diện tích thanh thép cần cho mối nối:

A s ,dowel =MAX(A s1 ; A s2 )⇔A s , dowel =MAX(0;500)⇔A s , dowel P0(mm 2 )

Chọn thép cho mối nối:

Diện tích thanh thép của 4 thanh #13

4 P6,71(m m 2 ) ta có A sdowel ,c h osen >A sdowel → Nhận

1.6.2 Tính toán chiều dài neo và bố trí thép

+ Tín chiều dài neo vào cột của thép mối nối.

• L dc−col =MAX ( 200 mm; 0,24 d −col ¯ × √ f f c−col y )

⇔L dc−col =MAX ( 200 mm ; 0,24 ×28,7 × √ 420420) ⇔ L dc−col = MAX ( 200 mm ; 528 mm)

• L sc−dowel =MAX(300 mm ; 0.071 × f y ×d −dowel ¯ )

⇔L sc−dowel =MAX(300mm ;0.071×420×12.7)⇔L sc−dowel =MAX(300mm ;0.071×420×12.7)

⇔L sc−dowel =MAX(300mm ;378.714mm)⇔L sc−dowel 78.714mm

Ta có chiều dài neo vào cột

L extend =MAX(L dc−col ; L dc−dowel )⇔L extend =MAX(528mm;(378.714mm))

+Tổng dài neo vào móng (Ldh) và bẻ móc (Lhook) của thép mối nối

L d h =MAX ( 200 mm ; 0.24 × 12.7 × 420 √ 25) ⇔ L d h = MAX ( 200 mm ; 256 mm)

 Kết luận: Móng đủ dày để bố trí thép

Chiều dài đoạn bẻ móc: Lhook

TỔNG HỢP KẾT QUẢ THIẾT KẾ

 Độ sâu chôn móng: 1.2m 00 mm

+ Bố trí thép theo phương dọc (theo phương chiều dài)

- Thép chủ dùng 14 thanh thép #10

- Khoảng cách tim giữa 2 thanh thép: 77.3 mm

- Chiều dài của thanh thép: 1160mm

+ Bố trí thép theo phương Ngang (theo phương chiều rộng)

- Thép chủ dùng 14 thanh thép #10

- Khoảng cách tim giữa 2 thanh thép: 87.3 mm

- Chiều dài của thanh thép: 1010mm

+ Bố trí thép neo cột móng:

- Chiều dài neo vào cột: 528mm

- Chều dài neo vào móng: 256mm

- Chiều dài bẻ móc: 152,4mm

Lớp bê tông bảo vệ: 70mm

THIẾT KẾ ĐÀI CỌC KHOAN NHỒI

SỐ LIỆU PHỤC VỤ THIẾT KẾ

Tại các trạng thái giới hạn, tổ hợp tải trọng bất lợi gây ra các tải trọng thiết kế trên đài cọc như sau:

Bảng 2.1 Tổ hợp tải trọng đài cọc

 Độ sâu mực nước ngầm ở mức đáy đài cọc

 Địa chất: Số 8 (theo số thứ tự trong danh sách đồ án)

Bảng 2.2 Các thông số của các lớp đất Lớp đất Dày

(m) γ b h (KN/m 3 ) eo Chỉ số IL

2.1.3 Chiều dài móng tự do của cọc Đầu cọc nằm cách mặt đấy một khoảng Lo= 2.1m

2.1.4 Chiều dài móng tự do của cọc

Sơ đồ bố trí cọc

 Cường độ dẻo FyB0 MPa

 Mô đun đàn hồi Es= 2.10 5 Mpa

 Cốt thép đai xoắn ốc

 Đai xoán ốc có cường độ dẻo Fy = 300 Mpa

 Mô đun đàn hồi Es= 2.10 5 Mpa

Kích thước các thanh thép chuẩn được cho trong bảng sau:

Bảng 2.3 Số liệu kích thước chuẩn của thép

 Cường độ nén fc= 25 MPa

 Mô đun đàn hồi Ec = 34.10 3 MPa

 Trọng lượng riêng bê tông bt = 24.5 KN/m 3

Hệ số vượt tải đối với trọng lượng bản thân móng: D=1.2 ( tại TTGH CĐ)

Khi tính toán sức chịu tải cọc

Cọc chịu nén lệch tâm lớn Φ được xác định theo quan hệ như hình dưới Trong đó, εs x là biến dạng kéo của thanh thép nằm xa TTH nhất và εs y là biến dạng giới hạn dẻo của thép ( εs y =F y

 Khi tính toán cọc chịu nén lệch tâm nhỏ ϕ = 0,75 và ϕ2 = 0,85

 Khi tính toán cọc chịu nén lệch tâm lớn, ϕ được xác định theo quan hệ bên dưới

2.1.7 Chuyển vị đầu ngang cho thép của đầu cọc:

2.1.8 Độ lún cho phép của móng cọc:

CHỌN CHIỀU DÀI CỌC, ĐƯỜNG KÍNH CỌC VÀ BỐ TRÍ CỌC

 Giả định chiều dài cọc và bố trí cọc

 Chiều dài cọc trong đất 27.5

 Số hàng cọc theo phương X: 3

 Số hàng cọc theo phương Y: 3

 Khoảng cách tim cọc theo phương X: 6.075m

 Khoảng cách tim cọc theo phương Y: 6.075m

PHÂN PHỐI TẢI TRỌNG CỦA ĐÀI CỌC VỀ CÁC CỌC

2.3.1 Tính toán cho trạng thái giới hạn sử dụng (TTGH SD). a) Xác định tọa độ của các cọc so với tâm đài:

Bảng 2.4 Số liệu kích thước chuẩn của thép

Cọc 9 6.075 -6.075 b) Đặc trưng của từng cọc:

 Diện tích mặt cắt ngang: A=π d 2

 Moment quán tính của tiết diện cọc: A=π d 4

 Chiều dài chịu nén: L n =L trongdat +L o '.5+2.1).6(m)

 Chiều dài chịu kéo ( uốn): L u =L o +5D=2.1+5×1.35=8.85(m)

 Góc xiên: δ=0 o ( (cos δ =1; sin δ =0)) c) Tính toán các chuyển vị tại tâm đài cọc (v, u, w) của đài cọc

 Ma trận độ cứng tại tâm đài cọc: r vv r vu r vw r uv r uu r uw r wv r wu r ww r vv =ΣEA

29.6 ×sin 0×cos0=0r vw =r wv =ΣEA

 Vecto ngoại lực tại tâm cọc:

Bảng 2.5: Vecco ngoại lực tại tâm cọc ở các TTGH

 Tìm các chuyển vị v, u, w dựa vào điều kiện cân bằng nội lực và ngoại lực

[ r r r wv vv uv r r r wu vu uu r r r ww vw uw ] { w v u } = { M H N }

 Giải hệ phương trình trên ta thu được các chuyển vị (ở TTGH SD):

Tương tự các bước trên, ta làm ở các trạng thái giới hạn tiếp theo

Bảng 2.6: Chuyển vị v, u, và góc xoay w ở các TTGH

Chuyển vị v (m) 0.001770446 0.001327818 0.00115078 Chuyển vị u (m) 0.001063378 0.002146737 0.00181048 Góc xoay w (độ) 0.000009281 0.0000230771 0.00001642 d) Tìm nội lực đầu mỗi cọc (N, H, M) tại đầu cọc

 Ở trạng thái giới hạn sử dụng (TTGH SD)

8.85 ×0.0000164r8Các cọc còn lại: thực hiện tương tự như cọc 1

Kết quả được tổng hợp ở bảng sau:

Bảng 2.7: Nội lực tại đầu các cọc tại TTGH SD

 Ở trạng thái giới hạn cường độ I (TTGH CDI)

Tương tự các bước tính toán như ở TTGH SD, ta thu được:

Bảng 2.8: Nội lực tại đầu các cọc tại TTGH CDI

 Ở trạng thái giới hạn cường độ II (TTGH CDII)

Tương tự các bước tính toán như ở TTGH SD, ta thu được:

Bảng 2.9: Nội lực tại đầu các cọc tại TTGH CDII

Sau khi tính toán, ta thấy nội lực tại các cọc 7, 8, 9 là lớn nhất

Vậy: ta lấy các giá trị nội lực ở các cọc 7 hoặc 8 hoặc 9 để tính toán

Bảng 2.10: Nội lực tại các cọc nguy hiểm nhất

KIỂM TRA SỨC CHỊU TẢI CỌC, CHUYỂN VỊ NGANG VÀ ĐỘ LÚN CỦA MÓNG THEO ĐẤT NỀN

2.4.1 Kiểm tra sức chịu tải của cọc ( theo phương pháp  và phương pháp β)

- Phương pháp : dùng cho lớp đất sét ( lớp đất 1 và lớp đất 3)

- Phương pháp β: dùng cho lớp đất cát (lớp đất 2) a) Sức kháng bên theo phương pháp  ( tính cho lớp sét yếu, sét tốt)

- Chia nền đất thành từng phân lớp nhỏ

- Chia nền đất thành 14 lớp đất, lớp thứ nhất dầy 1.5m, lớp cuối cùng tức lớp thứ

- Bỏ qua sức kháng bên của đoạn cọc từ mặt đất xuống độ sâu 1.5m

 Sức kháng bên cho phân lớp từ 1.5m đến 3.5m:

- Áp suất khí quyển: P a 0Kpa

- Sức kháng bên đơn vị: f n =α S u =0.55×24.2(kPa)

- Diện tích xung quanh đoạn cọc:

- Sức kháng bên của phân lớp:

P n , skin =A skin f n 2×8.48231.966(KN) b) Sức kháng bên theo phương pháp β (tính cho lớp đất cát)

 Sức kháng bên cho phân lớp từ lớp 7.5m đến 9.5m

- Ứng suất hữu hiệu σ ' z =h 1 (γ b h1 −9.81)+h 2 (γ b h 2 −9.81)¿7.5×(16.9−9.81)+1(22.4−9.81)e.765(kPa)

- Xác định góc ma sát trong φ ' dựa vào N60: φ ' ',5+9,2×log10 [ N 60 × ( σ p a ' z ) 0,5 ] ¿ 27.5 +9.2 × log 10 [ 44 × ( 65.765 100 ) 0,5 ] C 45 o

- Góc ma sát cọc/đất cho cọc nhồi: φ f =φ ' C 45 o

- Xác định hệ số áp lực ngang của đất lên cọc

- Ứng suất tiền cố kết σ ' p

=0,47× p a ׿ Trong đó: p a = 100 (KPa) là áp suất khí quyển

N60 là giá trị SPT m=0,6 là hệ số đối với đất cát σ ' p =0,47×100׿

- Hệ số ALĐ tĩnh ( khi chưa xây dựng)

K=K o =(1−sinφ ' )× OC R sinφ ' Trong đó: φ ' là góc ma sát trong

OCR là hệ số cố kết

- Sức kháng bên đơn vị: f =β × σ '

Trong đó β là hệ số σ z ' là ứng suất hữu hiệu của phân lớp 1(MPa) f n =1.11886×65.765s.582(kPa)

- Diện tích xung quanh cọc:

A skin =Dπ(z dow −z up ) Trong đó: D là đường kính của cọc (m) z dow là độ sâu tại điểm dưới cùng của phân lớp từ 7.5-9.5 (m) z up là độ sâu tại điểm trên cùng của phân lớp từ 7.5-9.5 (m)

- Sức kháng bên phân lớp 1

Trong đó: A skin là diện tích xung quanh của đoạn cọc (m) f n là sức kháng bên đơn vị (KN/m 2 )

⇔P n ,skin =8.482×73.582b4.123(KN) Chúng ta làm tương tự các bước tính sức kháng bên trên để tính toán và tìm ra được sức kháng bên của từng phân lớp còn lại, ta thu được bảng số liệu như sau:

Bảng 3.1 Tổng hợp tính toán sức kháng bên các lớp đất Phân lớp

14 Sét tốt 25.5 27.5 26.5 0.4567 111.11 8.482 942.5Trong đó: zup là độ sâu trên cùng của phân lớp (m) zdow là độ sâu dưới cùng của phân lớp (m) zmid là độ sâu đại diện cho phân lớp (m) σ z ' là ứng suất hữu hiệu của phân lớp (KN/m 2 ) β và  là các hệ số của phân lớp fn là sức kháng bên đơn vị của phân lớp (KN/m 2 )

Askin là diện tích xung quanh đoạn cọc của phân lớp (m 2 )

Fskin là sức kháng bên phân lớp (KN)

 Tổng sức kháng bên toàn bộ cọc:

P n , skin =∑ P skin 76.94(KN) c) Sức kháng mũi theo phương pháp  ( tính cho lớp sét yếu, sét tốt) do lớp đất ở mũi cọc là đất sét tốt

- Cường độ cắt không thoát nước trung bình của đất trong phạm vi độ sâu từ mũi cọc xuống 2 lần đường kính cọc:

- Hệ số sức kháng mũi cọc Nc:

- Sức kháng mũi đơn vị: q n =N c S u ,tb =9×243.3!89.7(KN)

- Diện tích mặt cắt ngang mũi cọc:

Trong đó A toe là diện tích mũi cọc (m 2 ) q n là sức kháng mũi đơn vị (KN/m 2 )

- Sức chịu tải danh nghĩa:

Trong đó P nskin là sức kháng bên của cọc (Kn)

P ntoe là sức kháng mũi của cọc (Kn)

- Sức chịu tải cho phép:

P a =η(φ skin P n , skin +φ toe P n, toe ) ¿0.85×(0.55×8976.95+0.5×3133.461)U28.445(KN)

Trong đó: φ skin là hệ số an toàn của sức kháng bên

P n , skin là sức kháng bên của cọc

P n ,toe là sức kháng mũi của cọc φ toe là hệ số an toàn của sức kháng mũi η là hệ số nhóm cọc (tra bảng AASHTO)

 Kiểm tra điều kiện đảm bảo sức chịu tải cho phép của cọc

- Trọng lượng bản thân cọc:

Wcọc=γD ×(A ×(LD+Lo)× γbt−A ×(LD+Lo)×9.81) ¿1.2×(1.431×29.6×24.5−1.431×29.6×9.81)t6.679(KN)

- Chọn cọc tính toán (cọc 7, 8, hoặc 9) có:

Kiểm tra điều kiện P a ≥ P coc

Bảng 3.2 Kiểm tra sức chịu tải

TTGH Pu +Wcọc (KN) Pa (KN) Kiểm tra Lệch (%)

 Nhận xét: Cọc có D = 1.35m và L = 29.6m thì cọc không bị mất sức chịu tải đối với 3 trạng thái giới hạn cường độ Tuy nhiên với cường độ CĐ 1, CĐ 2, SD có

Pu +Wcọc chênh lệch lớn hơn 15% không thỏa điều kiện tiết kiệm, vì khi tăng hoặc giảm chiều dài cọc và đường kính sẽ không thỏa các điều kiện về chuyển vị và tính lún, nên kết quả D= 1.35m và L= 29.6m là phù hợp.

2.4.2 Kiểm tra điều kiện chuyển vị ngang đầu cọc (TTGH Sử dụng)

- Xác định lực ngang và momen tại mặt đất

Trong đó: H u là lực ngang tại đầu cọc ở TTGH Sử dụng (KN)

M u là Momen tại đầu cọc ở TTGH Sử dụng ( KNm)

H u là lực ngang tại đầu cọc ở TTGH Sử dụng (KN)

L o là chiều dài tự do đầu cọc (m)

- Xác định hệ số tỷ lệ hệ số nền Ktđ

→ Do chiều dài của vùng đất ảnh hưởng còn nằm trong tổng bề dày của lớp 1 nên: k td =k 1 b0(KN/m 4 )

K 1 Là hệ số tỉ lệ của hệ số nền của lớp đất 1 (KN/m 4 )

- Hệ số biến dạng α bd

 Momen quán tính của tiết diện ngang của cọc:

 Chiều rộng quy ước cọc ¿ ¿

 Hệ số biến dạng α bd =√ 5 K × b E b I c = √ 5 34000000 620 × 2.35 × 0.163 9 2 o

Trong đó K là hệ số tỷ lệ hệ số nền (KN/m 4 ) bc là chiều rộng quy ước cọc (m)

Eb là monun đàn hồi của bê tông (KN/m 2 )

I là momen quán tính tiết diện cọc (m 4 )

- Tính chuyển vị yo và góc xoay ψ 0tại mặt đất.

 Độ sâu hạ cọc tính đổi Le

Trong đó α bd là hệ số biến dạng.

L là chiều dài cọc trong đất (m)

- Vì Le > 4 tra bảng phụ lục G2 (TCVN 205-98) ta tìm được:

 Tính các hệ số σ HH , σ MH , σ MM : σ HH = 1 α bd 3 × E b × I A o = 1

 Tính y o và ψ o theo phương trình G9 và G10 (TCVN 205-98): y o =H o σ HH +M o σ HM ¿167×6.22×1 0 − 5 +1077.9×7.93×1 0 −6 =0.0187

Trong đó Ho là lực ngang tại mặt đất (KN)

Mo là Momen uốn tại mặt đất (KN/m) ψ 0=H 0 σ MH +M 0 σ MM ¿167×7.93×1 0 −6 +1077.9×1.65×10 −6 =0.0031(rad)

- Chuyển vị ngang và góc xoay tại đầu cọc Δ n =y o +ψ o L o +H o × L o 3

 Kiểm tra chuyển vị ngang

 Chuyển bị ngang cho phép Δ8 mm

 Chuyển vị ngang do tải trọng Δ n =0.02582×1000%.82(mm)

 Nhận xét: Đối với cọc có D=1.35m và L= 29.6m thì chuyển vị Δ n = 25.82mm nhỏ hơn chuyển vị cho phép là ∆ = 38mm đáp ứng đủ điều kiện chuyển vị chệnh lệch phần tram giữa và là 47.17% < 60% nên tiết diện đủ tiết kiệm.

 Kết luận: Cọc khoan nhổi có D=1.35m và L= 29.6m đạt an toàn về cường độ và đảm bảo an toàn tiết kiệm ở chuyển vị ngang.

2.4.3 Kiểm tra độ lún móng a) Xác định kích thước móng nông tương đương

- Kích thước móng theo phương X:

- Kích thước móng theo phương Y:

- Độ sâu đặt móng nông tương đương so với mặt đất:

- Tải trọng gây lún Nđài = 17024 (TTGH SD)

- Chiều dày lớp đất tính lún dưới móng nông tương đương:

- Độ sâu kết thúc lún:

Z MN +4B MN 833+54t.833(m) b) Tính toán độ lún móng theo phương pháp Terzaghi (PP Terzaghi)

 Tính toán độ lún của móng nông tương đương từ 20.833m đến 22.833 m:

- Ứng suất hữu hiệu trước khi xây dựng: σ 01 ' =h 1 (γ b h1 −9.81)+h 2 (γ b h2 −9.81)+h 3 (γ b h3 −9.81) ¿h 1(γ b h1−9.81)+h 2(γ b h2−9.81)+(z−h 2−h 1)(γ b h 3−9.81) ¿7.5(16.9−9.81)+6(22.4−9.81)+(21.833−6−7.5)(19.9−9.81)¿212.8(Kpa)

- Gia cố ứng suất hữu hiệu: Δ σ 1 ' = N dai

- Ứng suất hữu hiệu sau khi chất tải: σ 1 '

- Dùng Cc, Cr, e0 và σ ' p để vẽ phác thảo đường e-log, ta thấy σ ' p >σ ' : Δ e =C r ¿¿0.0387׿¿0.00542(Kpa)

- Tính độ lún phân lớp 1 (từ 20.833m đến 22.83m):

Các phân lớp khác: làm tương tự như phân lớp 1

Kết quả được cho trong bảng sau:

Bảng 3.3 Tính toán độ lún cho móng nông tương đương

TÍNH TOÁN ĐỘ LÚN PHÂN LỚP THEO CHIỀU DÀI CỌC Phân lớp

- Tổng độ lún của cọc khoan nhồi là:

S= ∑S i =0.02876(m)(.76(mm) c) Kiểm tra độ lún móng:

- Độ lún cho phép: 30 mm

- Kiểm tra: S=28.76(mm)K cm =¿¿>K cm 7(mm) Trong đó: dbar là đường kính thanh thép chủ (mm)

Dpile là đường kính cọc (mm) n là số thanh thép

Cover là lớp bê tông bảo vệ (mm)

 Thỏa điều kiện do K cm 7mm ≥ Max¿

- Bán kính đường tròn đi qua tim thép so với mép cọc: r=D pile /2−Cover−d b ar /2¿>r50/2−100−28.7/2V0.65(mm)

Trong đó: Dpile là đường kính cọc (mm)

Cover là lớp bê tông bảo vệ (mm) dbar là đường kính thanh thép chủ (mm)

2.6.2 Tính Pa và Ma cho trường hợp εs s =0

 Bước 1: Xác định khoảng cách giữa các thanh thép so với mép cọc (dsi) a) Xác định góc giữa trục đứng và các thanh thép γ si

- Ta có 14 thanh thép chia đều cho 360 o ta được góc giữa hai thanh:

- Góc giữa trục đứng với các thanh thép: γ si =γ s ,i−1 +20 o

Trong đó γ s , i−1 là góc của thanh thép i-1

20 o là góc giữa hai thanh i là thanh thép số i

18 340 b) Khoảng cách từ tim cột tới tim thép Z si :

Trong đó: i là thanh thép thứ i

R là bán kính đường tròn qua tim thép (mm) γ si là góc giữa trục đứng với các thanh thép (độ)

Bảng 3.8 Khoảng cách từ tim cột tới tim thép Z si

18 526.839 c) Khoảng cách từ tim thép tới mép cọc d si d si =D pile /2−Z si Trong đó: Dpile là đường kính của cọc (mm)

Zsi là khoảng cách từ tim cột tới tim thép (mm)

- Tính toán d s1 =D pile /2−Z s 1 50/2−560.654.35(mm) d s2 =D pile /2−Z s 2 50/2−526.848.16(mm) d s3 =D pile /2−Z s 3 50/2−429.48$5.52(mm)

Bảng 3.9 Khoảng cách từ tim thép đến mép cọc d si

 Bước 2 Tính lực Fsi và momen Msi trong từng thanh thép a) Tính biến dạng từng thanh thép εs si

Hình: Biến dạng từng thanh thép

- Đã biết giá trị tại { ¿ ¿ d∗; εs 0 ;εs= s =0.002 0.003 d∗¿D pile −Cover−d b ar /2 Trong đó: Dpile là đường kính cọc (mm)

Cover là lớp bê tông bảo vệ (mm) dbar là đường kính cốt thép ¿>d∗¿1350−100−28.7/235.65(mm)

- Dùng dsi ở bước 1-c để nội suy ra εs si theo biểu đồ biến dạng ở hình 2.2 εs si =(d∗−d si )×(0.003+εs s ) d∗¿−εs s ¿ Bảng 3.10 Biến dạng từng thanh thép εs si

18 0.002640283 b) Tính lực f si trong từng thanh thép f si =E s × εs si ≤420MPa

Trong đó εs si là biến dạng của từng thanh thép

Es là modun đàn hồi của thép (Mpa)

- Tính toán f s1=2×1 0 5 ×0,00272T4MPa>420MPa−−¿f s 1 B0MPa f s 2=2×1 0 5 ×0,00264R8MPa>420MPa−−¿f s 2 B0MPa f s3=2×1 0 5 ×0,00240H0MPa ≤420MPa−−¿f s 3 B0MPa

Bảng 4.1 Lực f si trong từng thanh thép

+) Tính lực Fsi trong từng thanh thép

Hình: Mô hình ứng suất biến dạng

Trong đó fsi là ứng suất trong từng thanh thép (Mpa)

Abar là diện tích của từng thanh thép (mm 2 )

4 '1708.3375(N) Bảng 4.2 Lực Fsi trong từng thanh thép

Vậy tổng lực Fsi :∑ F si (71127.1(N)(71.127(KN) c) Tính moment M si cho từng thanh thép

Trong đó Zsi là cánh tay đòn được xác tịnh ở bước 1-b (mm)

Fsi là lực trong từng thanh thép được xác định ở bước 2-b (N)

Bảng 4.3 Tính moment Msi trong từng thanh thép

Vậy tổng lực Msi :∑ M si s6080113.6(N mm)s6.08(KN m)

 Bước 3: Tính Fdi và momen Mdi trong vùng nén tại các vị trí thanh thép chiếm chỗ a) Xem các biến dạng: εs si là kéo hay nén

Nếu εs si ≤0là kéo Nếu εs si ≥0là nén εs s 1 =0,00279>0 Là nén εs s 2 =0,002743>0 Là nén εs s 3 =0,002604>0 Là nén

Số thanh εs si Biến dạng

18 0.002640283 NÉN b) Tính lực F di trong vùng nén tại các vị trí thép chiếm chỗ

Nếu là kéo  Fdi=0 Nếu là nén  Fdi = Abar.fc

Trong đó Abar là diện tích 1 thanh thép (mm 2 )

F’c là cường độ nén của bê tông (Mpa)

F d 3 d6.92×25173.1153(N) Bảng 4.5 Tính lực Fdi trong vùng nén tại các vị trí mà thanh thép chiếm chỗ

Số thanh Biến dạng Fdi (N)

Vậy tổng lực Fdi :∑ F di '4942.96(N)'4.943(KN) c) Tính momen Mdi trong vùng nén tại các vị trí bị thanh thép chiếm chỗ

Nếu là kéo  Mdi=0 Nếu là nén  Mdi = Fdi.Zsi

Trong đó Fdi là lực được xác định ở bước 3-b (N)

Zsi là cánh tay đồn được xác định ở bước 1-n (mm)

Bảng 4.6 Tính momen Mdi trong vùng nén tại các vị trí bị thanh thép chiếm chỗ

Số thanh Biến dạng Mdi (N.mm)

Vậy tổng lực Mdi :∑ M di 67457.11(N mm)=9.067(KN m)

 Bước 4: Tính lực Fc và momen Mc do vùng bê tông chịu nén a) Xác định vị trí trục trung hòa

Hình 2.3 Biểu đồ biến dạng

- Ta nội suy tính vị trí trục trung hòa tại εs =0.003 c=d ¿ − εs s × d ¿

Trong đó : d * là khoảng cách từ mép bê tông đến thanh thép xa nhất (mm) εs s là biến dạng của thép

0.003+0 35.65(mm) b) Tính chiều cao bê tông vùng nén a=c × β 1 β 1 được tính theo hình 2.4

Hình 2.4 Biểu đồ β 1 theo fc β 1 =(56−f c ) ×( 0.85−0.65 )

56−28 +0.65 Trong đó: f’c là cường độ nén của bê tông (Mpa) β 1 =(56−f c ) ×( 0.85−0.65 )

 a=c × β 135.65×0.8550.3(mm) c) Tính diện tích vùng bê tông chịu lực nén

Trong đó: D là đường kính cọc (mm)

A c =( D 4 2 ) × ( θ radian −sin θ cos θ ) ⇔ A c = ( 135 04 2 ) ¿⇔ A c 94879.034(mm 2 ) d) Tính hợp lực nén

Trong đó: Ac là diện tích vùng bê tông chịu nén (mm 2 )

F’c là cường độ nén của bê tông

⇔F c 94879.034×(0.85×25)⇔F c %391179.48(N)%391.17(KN) e) Tính momen do hợp lực nén gây ra

(12A c ) Trong đó: D là đường kính cọc (mm) θ là góc phụ thuộc vào vùng bê tông chịu nén (độ)

Ac là diện tích vùng bê tông chịu nén

 Bước 5: Tính sức kháng danh nghĩa của mặt cắt

- Sức kháng nén danh nghĩa

P n =φ ×(∑ F si +F c −∑ F di ) Trong đó: ∑ F si là sức kháng của các thanh thép (KN)

F c là sức kháng của vùng bê tông chịu nén (KN)

∑ F di Sức kháng của vùng bê tông bị thép chiếm chỗ (KN)

- Sức kháng uốn danh nghĩa

Trong đó: ∑ M si là sức kháng uốn của các thanh thép (KN.m)

M c là sức kháng uốn của vùng bê tông chịu nén (KN.m)

∑ M di Sức kháng uốn của vùng bê tông bị thép chiếm chỗ (KN.m)

 Bước 6: Tính sức kháng cho phép của mặt cắt a) Dùng εs s xác định hệ số sức kháng ϕ theo hình 2.5

Hình 2.5 Biểu đồ ϕ theo εs s b) Tính sức kháng cho phép

- Sức kháng nén cho phép của mặt cắt

P a =ϕ× P n Trong đó: ϕ là hệ số sức kháng

P n là sức kháng danh nghĩa (N)

- Sức kháng uốn cho phép của mặt cắt

Trong đó: ϕ là hệ số sức kháng

M n là sức kháng uốn danh nghĩa (N)

2.6.3 Tính P a và M a cho trường hợp εs s =0.002

 Bước 1: xác định khoảng cách giữa các thanh thép so với mép cọc (dsi) a) Xác định góc giữa trục đứng và các thanh thép γ si

- Ta có 24 thanh thép chia đều cho 360 o ta được góc giữa hai thanh:

- Góc giữa trục đứng với các thanh thép: γ si =γ s ,i−1+20 o

Trong đó γ s , i−1 là góc của thanh thép i-1

15 o là góc giữa hai thanh i là thanh thép số i

18 340 b) Khoảng cách từ tim cột tới tim thép Z si

Z si =r ×cos(¿γ si )¿ Trong đó: i là thanh thép thứ i

R là bán kính đường tròn qua tim thép (mm) γ si là góc giữa trục đứng với các thanh thép (độ)

Bảng 4.8 Khoảng cách từ tim cột tới tim thép Z si

18 526.839 c) Khoảng cách từ tim thép tới mép cọc d si d si =D pile /2−Z si Trong đó: Dpile là đường kính của cọc (mm)

Zsi là khoảng cách từ tim cột tới tim thép (mm)

- Tính toán d s1 =D pile /2−Z s 1 50/2−560.654.35(mm) d s2 =D pile /2−Z s 2 50/2−526.848.161(mm) d s3 =D pile /2−Z s 3 50/2−429.48$5.517(mm) Bảng 4.9 Khoảng cách từ tim thép đến mép cọc d si

 Bước 2 Tính lực Fsi và momen Msi trong từng thanh thép d) Tính biến dạng từng thanh thép εs si

- Đã biết giá trị tại { ¿ ¿ d∗; εs 0 ;εs= s =0.0030.002 d∗¿D pile −Cover−d b ar /2 Trong đó: Dpile là đường kính cọc (mm)

Cover là lớp bê tông bảo vệ (mm) dbar là đường kính cốt thép ¿>d∗¿1350−100−28.7/235.65(mm)

- Dùng dsi ở bước 1-c để nội suy ra εs si theo biểu đồ biến dạng ở hình 2.2 εs si =(d∗−d si )×(0.003+εs s ) d∗¿−εs s ¿ Bảng 4.10 Biến dạng từng thanh thép εs si

18 0.002400472 e) Tính lực f si trong từng thanh thép f si =E s × εs si ≤420MPa

Trong đó εs si là biến dạng của từng thanh thép

Es là modun đàn hồi của thép (MPa)

- Tính toán f s 1 =2×1 0 5 ×0.00254P8MPa>420MPa−−¿f s 1 B0MPa f s 2 =2×1 0 5 ×0.0024H0MPa>420MPa−−¿f s 2 B0MPa f s 3 =2×1 0 5 ×0.002@0MPa0 Là nén εs s2 =0.0024>0 Là nén εs s3 =0.002>0 Là nén

Số thanh εs si Biến dạng

18 0.002400472 NÉN b) Tính lực F di trong vùng nén tại các vị trí thép chiếm chỗ

Nếu là kéo  Fdi=0 Nếu là nén  Fdi = Abar.fc

Trong đó Abar là diện tích 1 thanh thép (mm 2 )

Fc là cường độ nén của bê tông (Mpa)

F d 2d6.90×25173.1153(N) Bảng 5.5 Tính lực Fdi trong vùng nén tại các vị trí mà thanh thép chiếm chỗ

Số thanh Biến dạng Fdi (N)

Vậy tổng lực Fdi :∑ F di 5558.038(N)5.558KN¿ c) Tính momen M di trong vùng nén tại các vị trí bị thanh thép chiếm chỗ

Nếu là kéo  Mdi=0 Nếu là nén  Mdi = Fdi.Zsi

Trong đó Fdi là lực được xác định ở bước 3-b (N)

Zsi là cánh tay đồn được xác định ở bước 1-n (mm)

Bảng 5.6 Tính momen Mdi trong vùng nén tại các vị trí bị thanh thép chiếm chỗ

Số thanh Biến dạng Mdi (N.mm)

Vậy tổng lực Mdi :∑ M di R217404.36(N mm)R.21(KN m)

 Bước 4: Tính lực Fc và momen Mc do vùng bê tông chịu nén d) Xác định vị trí trục trung hòa

Hình 2.3 Biểu đồ biến dạng

- Ta nội suy tính vị trí trục trung hòa tại εs =0.003 c=d ¿ − εs s × d ¿

Trong đó : d * là khoảng cách từ mép bê tông đến thanh thép xa nhất (mm) εs s là biến dạng của thép

0.003+0.002 t1.39(mm) e) Chiều cao bê tông vùng nén a=c × β 1 β 1 được tính theo hình 2.4

Hình 2.4 Biểu đồ β 1 theo fc β 1 =(56− f c ) ×( 0.85 −0.65 )

56−28 +0.65Trong đó: fc là cường độ nén của bê tông (Mpa) β 1 =(56− f c ) ×( 0.85 −0.65 )

 a=c × β 1t1.39×0.85c0.18(mm) f) Tính diện tích vùng bê tông chịu lực nén

Trong đó: D là đường kính cọc (mm)

Ta có D 2 = 1350 2 g5(mm)>ac0.18(mm)

A c =( D 4 2 ) × ( θ radian −sin θ cosθ ) ⇔ A c = ( 135 04 2 ) ¿⇔ A c e5233.5885(m m 2 ) g) Tính hợp lực nén

F c =A c ×(0.85× f c ) Trong đó: Ac là diện tích vùng bê tông chịu nén (mm 2 ) fc là cường độ nén của bê tông

⇔F c e5233.5885×(0.85×25)⇔F c 923713.76(N)923.713(KN) h) Tính momen do hợp lực nén gây ra

(12A c ) Trong đó: D là đường kính cọc (mm) θ là góc phụ thuộc vào vùng bê tông chịu nén (độ)

Ac là diện tích vùng bê tông chịu nén

 Bước 5: Tính sức kháng danh nghĩa của mặt cắt

- Sức kháng nén danh nghĩa

Trong đó: ∑ F si là sức kháng của các thanh thép (KN)

F c là sức kháng của vùng bê tông chịu nén (KN)

∑ F di Sức kháng của vùng bê tông bị thép chiếm chỗ (KN)

- Sức kháng uốn danh nghĩa

Trong đó: ∑ M si là sức kháng uốn của các thanh thép (KN.m)

M c là sức kháng uốn của vùng bê tông chịu nén (KN.m)

∑ M di Sức kháng uốn của vùng bê tông bị thép chiếm chỗ (KN.m)

 Bước 6: Tính sức kháng cho phép của mặt cắt a) Dùng εs s xác định hệ số sức kháng ϕ theo hình 2.5

Hình 2.5 Biểu đồ ϕ theo εs s b) Tính sức kháng cho phép

- Sức kháng nén cho phép của mặt cắt

P a =ϕ× P n Trong đó: ϕ là hệ số sức kháng

P n là sức kháng danh nghĩa (KN)

- Sức kháng uốn cho phép của mặt cắt

Trong đó: ϕ là hệ số sức kháng

M n là sức kháng uốn danh nghĩa (KN)

2.6.4 Tính P a và M a cho các trường hợp εs s còn lại

- Ta làm tương tự các bước ở 2.6.2 và 2.6.3 cho các εs s còn lại

 Ta có được bảng số liệu như sau

Bảng 5.7: Bảng số liệu Pa và Ma theo từng trường hợp εs s εs s P a (KN) M a (KN m)

Trong đó εs s là biến dạng thanh thép xa mép nhất

P a là sức kháng nén cho phép của cọc (KN)

M a là sức kháng nén uốn cho phép của cọc (KN.m)

2.6.5 Tính P a và M a cho trường hợp lệch tâm bé

 Bước 1: Tính sức kháng nén danh nghĩa

Trong đó Ag là diện tích của cọc (mm 2 )

As là diện tích của thép (mm 2 ) fy là cường độ dẻo của thép (Mpa) fc là cường độ nén của bê tông (Mpa)

4 31388.15(m m 2 ) Trong đó: D là đường kính cọc (mm)

 Bước 2 Tính sức kháng nén cho phép

Trong đó: ϕ 1là hệ số sức kháng nén ϕ 1 là hệ số sức kháng lệch tâm bé ϕ 1 là sức kháng nén danh nghĩa (KN)

 Bước 3 lệch tâm bé trong trường hợp đai xoắn e=0,05D

Trong đó: D là đường kính cọc (mm)

 Bước 4 Sức kháng nén uốn cho phép

Trong đó: P a là sức kháng nén cho phép (KN) e là độ lệch tâm (m)

Vậy ta có 2 điểm{ ¿( ¿( P P a a ; M ; 0) a ) là nhánh lệch tâm bé của biểu đồ tương tác P-M

- Từ bảng 2 và mục 2.4.4 ta vẽ được biểu đồ P-M

- Các điểm Màu Xanh được lấy theo Pu và Mu của từng trạng thái giới hạn ta được

- Các điểm Màu Đỏ được lấy theo Mzmax và Nzmax của từng trạng thái giới hạn ta được

Biểu đồ: Biểu đồ tương tác P-M

- Tất cả các điểm nội lực đều nằm trong đường của biểu đồ tương tác P-M, nhưng chưa sát với đường cong tương tác.

Vậy: Thiết kế an toàn nhưng chưa tiết kiệm

- Do hàm lượng thép trong cọc giới hạn tối thiểu là 0.8% nên không thể giảm hàm lượng thép được nữa

- Chuyển vị ngang đầu cọc, SCT cọc và độ lún của cọc đã được tối ưu nên không thay đổi đường kính cọc và chiều dài cọc được nữa.

Vậy ta chấp nhận thiết kế này.

THIẾT KẾ CỐT THÉP DỌC CHO ĐOẠN TỪ Z fix + 3D cọc XUỐNG MŨI CỌC (THÉP CHỈ CHỊU NÉN)

2.7.1 Bố trí cốt thép dọc

- Đặc điểm: đoạn cọc này có đoạn momen ≈ 0và nội lực cọc đã bị giảm nhiều bởi sức kháng bên của đất xung quanh cọc, do vậy phân thép cho đoạn cọc này ta bố trí ít hơn đoạn trên Zfix + 3Dcọc để tiết kiệm vật liệu và hàm lượng thép ≥0,5 %.

Trong đó: n là số thanh thép dbar là đường kính thanh thép (mm)

2.7.2 Xác định sức kháng nén của mặt cắt cọc

- Sức kháng nén danh nghĩa

Diện tích của mặt cắt ngang cọc

4 31388.153(m m 2 )Trong đó: D là đường kính cọc (mm)

4 ×12w63.095359(m m 2 ) Trong đó: n là số thanh thép dbar là đường kính của thanh thép (mm)

- Sức kháng nén danh nghĩa

Trong đó Ag là diện tích của cọc (mm 2 )

As là diện tích của thép (mm 2 ) fy là cường độ dẻo của thép (Mpa) fc là cường độ nén của bê tông (Mpa)

- Tính sức kháng nén cho phép

Trong đó: ϕ 1là hệ số sức kháng nén ϕ 1 là hệ số sức kháng lệch tâm bé ϕ 1 là sức kháng nén danh nghĩa (KN)

2.7.3 Kiểm tra điều kiện bền nén cho mặt cắt nguy hiểm

Zfix+3D (m) N(KN) Pa(KN) Kiểm tra

Nhận xét: vậy ta bố trí 12 thanh thép #29 thì ta thỏa được điều kiện bền nén cho mặt cắt và ρ>0,5 %

THIẾT KẾ CỐT ĐAI CHO CỌC

Ta chọn cốt đai xoắn ốc cho cọc khoan nhồi

2.8.1 Thiết kế cốt đai cho đoạn từ đầu cọc đến Z fix + 3D

- Ta sử dụng thanh thép # làm cốt đai cho cọc

- Khoảng cách tim giữa 2 vòng đai s0mm

- Khoảng cách mép giữa 2 vòng đai

Trong đó: s là khoảng cách tim giữa 2 vòng đại (mm) dbar là đường kính thép đai (mm)

⇔Kcm0−9.50.5(mm) Điều kiện: Kcm > 125mm  Thỏa

2.8.2 Thiết kế cốt đai cho đoạn Z fix + 3D xuống mũi cọc

- Ta sử dụng thanh thép #22 làm cốt đai cho cọc

- khoảng cách tim giữa 2 vòng đai s00mm

- Khoảng cách mép giữa 2 vòng đai

Trong đó: s là khoảng cách tim giữa 2 vòng đại (mm) dbar là đường kính thép đai (mm)

⇔Kcm00−9.5)0.5(mm) Điều kiện Kcm > 125mm  Thỏa

2.8.3 Xác định sức kháng cắt của mặt cắt cọc d v =0.9×(D

2+D r π ) Trong đó: D là đường kính cọc (mm)

Dr là đường kính vòng tròn đi qua tim các thanh thép dọc (mm) +) Đường kính vòng tròn đi qua tim các thanh thép dọc

Trong đó: bv là lớp bê tông bảo vệ (mm) dv bằng với đường kính cọc D (mm)

- Sức kháng cắt của bê tông

Trong đó: β = 2 là hệ số đặc trưng cho khả năng truyền lực fc là cường độ nén của bê tông (Mpa) bv là đường kính cọc (mm)

- Sức kháng cắt của thép

Trong đó Av là diện tích cắt ngang của 2 vòng đai (mm 2 )

4 1.76(mm 2 ) fy là cường độ dẻo của thép (Mpa) θ=4 5 o là góc nghiêng của ứng suất nén xiên α là góc nghiêng của thép đai so với trục dọc của cọc α=Atan( 1350−75 1121.5 × 9.5 2 ) = 86.28 o

- Sức kháng cắt danh nghĩa của mặt cắt cọc

- Sức kháng cắt tối đa (nhằm đảm bảo thép biến dạng dẻo trước khi bê tông vỡ

Trong đó fc là cường độ nén của bê tông bv là đường kính cọc (mm)

- Ta thấy V n V u φVn > Vu Vn > Vu

THIẾT KẾ CỐT THÉP CHO ĐÀI CỌC

2.11.1 Thông số tính toán. a) Kích thước đài cọc

- Chiều dài đài cọc: B500(mm)

- Chiều rộng đài cọc: L500 mm ¿

- Bề dày đài cọc: T00(mm) b) Tải trọng thiết kế thép

- Chọn cọc nguy hiểm nhất để tính toán và lấy ở trạng thái giới hạn cường độ I

- Lớp bê tông bảo vệ: a bv 0(mm)

- Cường độ chảy dẻo của thép: f y B0(Mpa) d) Cột bê tông cốt thép trên đài cọc

- Chiều rộng cột: B cot e) Các hệ số tính toán

- Hệ số sức kháng: ϕ =0.9 (theo ACI)

2.11.2 Thiết kế cốt thép cho đài cọc theo phương dọc a) Mặt cắt thiết kế

Do mặt cắt móng tại vị trí mép cột có momen lớn nhất nên ta chọn mặt cắt này là mặt cắt tính toán thiết kế cốt thép móng. b) Tính momen tại mép cột dùng để thiết kế thép ( M n )

Tải trọng tại TTGH cường độ:

-Tại (+L/2), tính ứng suất tiếp xúc: q max = P u

-Tại (-L/2), tính ứng suất tiếp xúc: q min = P u

- Dùng q max và q min nội suy ra q 0tại mép cột: q 0 =0.01435174(MPa)

- Tính M o tại mép cột: Trong phạm vi L o =L

2 f50(mm), tách áp lực đất ra thành 2 khối như hình minh họa:

- Momen M n tại mép cột dung để thiết kế thép:

M n =M o ϕ (theo ACI ϕ =0.9¿cho mode phá hoại dẻo)

2.11.3 Tính toán diện tích thép và chọn số thanh thép theo phương dọc a) Chiều dầy móng hiệu dụng: d=T−(D thep )−(B T baove ) d00−(100)−(28.7)−(150)r1.3(mm) b) Sơ đồ lực trên mặt cắt thiết kế tại TTGH cường độ: c) Tính diện tích thép chịu lực As bang cách giải hệ 2 phương trình:

- Phương trình cân bằng lực: A s × f y =0.85× f c × a× B (1)

- Phương trình cân bằng Momen: M n =(d−a

Từ (1) và (2) ta thu được phương trình bậc 2 theo As:

Tính diện tích thép tối thiểu để chịu nhiệt co ngót

Vậy Max(A s , A s Min )&100(m m 2 ) d) Tính diện thép:

- Chọn thép theo đường kính : Diện tích thép As(chọn) ≥ Max(A s , As min )

- chọn 42 cây thép số #29 (đường kính thép dbar (.7(mm))

- Tổng diện tích thép thực tế: A s(chon) B× π ×28.7 2

A schosen >MAX(A s ; A min )⇔27170.83375>26100(mm 2 ) chệnh lệch%'170.83375−26100

26100 ×100 %=3.9 %0.005

Thỏa mãn điều kiện đảm bảo mode phá hoại dẻo.

2.11.6 Bố trí khoảng cách thép theo phương dọc theo phương dọc i) Bố trí khoảng cách mép:

⇔K cm 09.2(mm) j) Bố trí khoảng cách tim:

K ct =K cm +d ¯ ¿09.2+28.737.9(mm)¿ k) Khoảng cách mép tối thiểu:

Thỏa điều kiện khoảng cách mép không quá nhỏ theo phương dọc. l) Khoảng cách tim tối đa:

Thỏa điều kiện khoảng cách tim không quá lớn.

2.11.7 Chiều dài triển khai thép và tổng chiều dài thanh thép: j) Chiều dài cần để thép neo chặt vào bê tông:

L ¿ p lied =L/2−L c /2−(BTbaove)500/2−1200/2−150e00(mm) l) Kiểm tra điều kiện L ¿p lied ≥ L d

 Chiều dài móng đủ để thép neo chặt trong bê tông.

 Chọn L ¿ p lied e00(mm) là chiều dài để triển khai thép. m) Tổng chiều dài thanh thép:

 Kết luận: Vậy thép theo phương dọc gồm có 42 thanh #28.7, chiều dài mỗi thanh là L ¯ ¿200(mm)¿ và khoảng cách từ tim đến tim của thanh thép là K ct 37.9(mm)

2.11.8 Thiết Kế Cốt Thép Tại Đáy Móng Theo Phương Ngang. a) Mặt thiết kế

- Chọn mặt cắt tại mép cột, phía (+L/2) để tính toán thiết kế thép móng b) Momen tại mép cột dung để thiết kế thép (Mn):

Tải trọng tại TTGH cường độ: P u 7000N; M u =0Nmm

- Tại (+L/2), tính ứng suất tiếp xúc: q max = P u

-Tại (-L/2), tính ứng suất tiếp xúc: q min = P u

- Dùng q max và q min nội suy ra q 0tại mép cột: q 0 =0.0143(MPa)

- Tính M o tại mép cột: Trong phạm vi B o =B/2−B c /2f50mm, tách áp lực đất ra thành 2 khối như hình minh họa:

- Momen M n tại mép cột dung để thiết kế thép:

M n =M o /φ (theo ACI φ =0,9 cho mode phá hoại dẻo)

2.11.9 Tính toán diện tích thép và chọn số thanh thép theo phương ngang a) Chiều dầy móng hiệu dụng: d=T−(đoạnngamcọc)−(D k thep )−(B T baove )

⇔d00−(100)−(28.5)−(150)r1.5(mm) b) Sơ đồ lực trên mặt cắt thiết kế tại TTGH cường độ: c) Tính diện tích thép chịu lực As bang cách giải hệ 2 phương trình:

- Phương trình cân bằng lực: A s × f y =0.85× f c × a× T (1)

- Phương trình cân bằng Momen: M n =(d−a/2)× A s × f y (2)

Từ (1) và (2) ta thu được phương trình bậc 2 theo As:

A min¿0,0018× L× Tnếu dùng thép f y B0(MPa)

- Chọn thép theo đường kính : Diện tích thép As (chọn) ≥ Max(A s , As min )

- Chọn 42 cây thép số #29 (đường kính thép dbar = 28.7(mm)

- Tổng diện tích thép thực tế: A s(chon) B× π ×28.7 2

Vậy chọn 42 cây thép số #29

2.11.10 Kiểm tra điều kiện an toàn chống phá hoại uốn theo phương ngang a) Tính lại chiều dày vùng nén bê tông a: a= A schosen × f y

850×25×14500 7.036(mm) b) Cường độ moment danh nghĩa Mn:

⇔M n =(721.5−37.036/2)×27170.83375×42019972008(Nmm) c) Kiểm tra điều kiện M n ≥ M o /φ

Kết luận: mặt cắt móng nguy hiểm có đủ cường độ để chịu momen uốn Mo

2.11.11 Kiểm tra điều kiện đảm bảo mode phá hoại dẻo theo phương ngang a) Vị trí trục trung hòa: c=a/0.857.036/0.85C.572(mm) b) Tính biến dang thép ∈ t bằng phương pháp tam giác đồng dạng:

 Nhận xét: Thép có biến dạng kéo ∈ t =0.0467>0.005

Thỏa mãn điều kiện đảm bảo mode phá hoại dẻo.

2.11.12 Bố trí khoảng cách thép theo phương ngang m) Bố trí khoảng cách mép:

⇔K cm 09.2(mm) n) Bố trí khoảng cách tim:

K ct =K cm +d ¯ ¿09.2+28.737.9(mm)¿ o) Khoảng cách mép tối thiểu:

Thỏa điều kiện khoảng cách mép không quá nhỏ. p) Khoảng cách tim tối đa:

 Kết luận: Thỏa điều kiện khoảng cách tim không quá lớn.

2.11.13 Chiều dài triển khai thép và tổng chiều dài thanh thép theo phương ngang o) Chiều dài cần để thép neo chặt vào bê tông:

L ¿ p lied =B/2−B c /2−(BTbaove)500/2−1200/2−150e00(mm) q) Kiểm tra điều kiện L ¿p lied ≥ L d

 Chiều dài móng đủ để thép neo chặt trong bê tông.

 Chọn L ¿ p lied e00(mm) là chiều dài để triển khai thép. r) Tổng chiều dài thanh thép:

 Kết luận: Vậy thép theo phương ngang gồm có 42 thanh #29, chiều dài mỗi thanh là L ¯ ¿200(mm)¿ và khoảng cách từ tim đến tim của thanh thép là K ct 37.9(mm)

THIẾT KẾ CỐT THÉP TẠI MỐI NỐI CỘT MÓNG

2.12.1 Tính toán diện tích thép và chọn số thanh thép.

Tính chiều dày móng hiệu dụng. d=T−(doanngamcoc)−(DKthep)−(BTbaove)

- Khả năng chịu nén của mối nối (Pn)

Trong đó: s được tính như sau

Khả năng của mối nối cột

Diện tích thép mối nối

Vì Pn > Pu nên diện tích thép chịu nén As1=0mm 2

Diện tích thép cấu tạo (chịu nhiệt, co ngót)

Diện tích thanh thép cần cho mối nối:

A s ,dowel =MAX(A s1 ; A s2 )⇔A s , dowel =MAX(0;7200)⇔A s , dowel r00(mm 2 )

Chọn thép cho mối nối:

Diện tích thanh thép của 12 thanh #29

4 w63.095(m m 2 ) ta có A sdowel ,chosen >A sdowel → Nhận

2.12.2 Tính toán chiều dài neo và bố trí thép

+ Tín chiều dài neo vào cột của thép mối nối.

• L dc−col =MAX ( 200 mm; 0,24 d −col ¯ × √ f f c−col y ) ⇔ L dc −col = MAX ( 200 mm ; 0,24 × 28,7 × √ 420 420 )

⇔L dc−col =MAX(200mm ;528mm)⇔L dc −col R8mm

• L sc−dowel =MAX(300 mm ; 0.071× f y ×d −dowel ¯ ) ⇔ L sc−dowel =MAX(300mm ;0.071×420×28.7)

⇔L sc−dowel =MAX(300mm ;0.071×420×28.7)⇔L sc−dowel =MAX(300mm ;855.8mm)

Ta có chiều dài neo vào cột

L extend =MAX(L dc −col ; L dc−dowel )⇔L extend =MAX(528mm;(855.8mm))⇔L extend 5.8mm +Tổng dài neo vào móng (Ldh) và bẻ móc (Lhook) của thép mối nối

L dh =MAX ( 200mm ; 0.24 ×d −dowel ¯ × √ f f c−fool y )

L dh =MAX ( 200mm ; 0.24 × 28.7 × √ 42025) ⇔ L dh = MAX (200 mm ; 578.6 mm)⇔ L dh = 578.6 mm