ĐỒ ÁN NỀN MÓNG, PHẦN CỌC KHOAN NHỒI, CỌC MA SÁT

C«ng tr×nh Trung t©m th­¬ng m¹i vµ v¨n phßng cao cÊp gåm cã 41 tÇng næi vµ 3 tÇng hÇm. C«ng tr×nh cã cèt sµn tÇng 1 lµ , cèt tù nhiªn . TÇng hÇm 1 n»m ë cèt – 4.2 m ; TÇng hÇm 2 n»m ë cèt – 7.8m ; TÇng hÇm 3 n»m ë cèt – 11.4m ; ChiÒu cao tõ cèt  0.00 ®Õn ®Ønh toµ nhµ lµ +150,3mKhi tÝnh to¸n nÒn mãng theo TTGH II, cÇn khèng chÕ ®é lón giíi h¹n vµ ®é lón lÖch giíi h¹n cña c«ng tr×nh ®Ó cã thÓ sö dông c«ng tr×nh mét c¸ch b×nh th­êng, vµ ®Ó néi lùc bæ sung do sù lón kh«ng ®Òu cña nÒn g©y ra trong kÕt cÊu siªu tÜnh kh«ng qu¸ lín ®Ó kÕt cÊu khái h­ háng vµ ®Ó

Mục lục phần nền móng:

II.1 Địa tầng

II.2 Bảng chỉ tiêu cơ lý của các lớp đất

II.3 Đánh giá tính chất xây dựng của các lớp nền

III.1 Khái niệm về cọc chống và cọc ma sát

III.2 Nghiên cứu về cọc ma sát

III.2.1 Phân tích cọc ma sát đơn chịu tải trọng thẳng đứng III.2.2 Xác định chuyển vị của cọc đơn

III.2.3 Bản chất của các độ lún thành phần trong cọc ma sát III.2.4 Tổng quan về ma sát âm và những ảnh hởng của nó đến sức chịu tải của cọc

III.3 Nghiên cứu về cọc khoan nhồi

III.3.1 Tổng quan

III.3.2 Giải pháp mặt bằng móng

III.3.3 Các giả thiết tính toán

III.3.4 Tải trọng

III.3.5 Thiết kế cọc khoan nhồi

III.3.6 Tính toán số lợng cọc khoan nhồi cho công trình

III.3.7 Tính toán đài móng

IV.1 Xây dựng mô hình không gian

IV.2 Tải trọng tác dụng lên móng công trình

IV.3 Đánh giá sức làm việc hiệu quả của cọc khoan nhồi

IV.4 Phân tích ứng suất trong đài móng bè

V.1 Tổng quan và lựa chọn phơng pháp tính toán tờng Diaphragm.V.2 Xác định sơ đồ tính tờng Diaphragm

V.3 Xác định độ sâu chôn tờng, lực dọc thanh chống và mômen thân tờng theo từng giai đoạn thi công

V.4 Xác định sơ bộ kích thớc cấu kiện

V.5 Kiểm tra ổn định kết cấu chắn giữ tờng Diaphragm

V.6 Tính toán và bố trí cốt thép cho tờng Diaphragm

Chiều cao từ cốt  0.00 đến đỉnh toà nhà là +150,3m

Khi tính toán nền móng theo TTGH II, cần khống chế độ lún giới hạn và độlún lệch giới hạn của công trình để có thể sử dụng công trình một cách bình th-ờng, và để nội lực bổ sung do sự lún không đều của nền gây ra trong kết cấu siêutĩnh không quá lớn để kết cấu khỏi h hỏng và để đảm bảo mĩ quan của côngtrình :

Stđ : độ lún tuyệt đối, lớn nhất của một móng (cm)

S : độ lún lệch tơng đối giữa hai móng

Do đặc điểm công trình là kết cấu nhà cao tầng bằng thép với hệ giằng, do

đó theo TCXD 45-78: độ lún giới hạn tuyệt đối cho phép Sgh = 8(cm), độ lún lệchcho phép là S = (Smax-Smin)/L = 0,002

II Đánh giá điều kiện địa chất công trình :

Mực nớc ngầm xuất hiện ở độ sâu - 6,5 m kể từ mặt đất thiên nhiên

Địa tầng đợc phân chia theo thứ tự từ trên xuống dới nh sau:

II.2 Bảng chỉ tiêu cơ lý của các lớp đất

Theo kết quả khảo sát địa chất công trình và kết quả thí nghiệm trực tiếp với

đất cho kết quả cơ lý của các lớp đất trong bảng chỉ tiêu cơ lý nh sau:

Lớp Tên đất Chiều

dày (m)

 tn (KN/m 3 )

 h (KN/m 3 )

W (%)

W L (%)

W P (%)

k (m/s)

 ()

C II (KPa)

m (MPa -1 )

E (MPa)

II.3 Đánh giá tính chất xây dựng của các lớp đất nền:

a Lớp đất 1: Lớp đất lấp có chiều dày 1,2m.

Phân bố mặt trên toàn bộ khu vực khảo sát có chiều dày 1,2m Là lớp đấtyếu và khá phức tạp, độ nén chặt cha ổn định Vì vậy không thể làm nền cho côngtrình nên lớp này phải đợc bóc bỏ hết

b Lớp đất 2: Lớp Sét dẻo cứng có chiều dày 4,6m.

- Kết quả thí nghiệm xuyên tiêu chuẩn:





= 0,450,25 < IL = 0,45 < 0,5  đất ở trạng thái dẻo cứng

9 ,

-1 = 1,054 < 1,1

- Hệ số nén lún: 0,1MPa-1 < m = 0,11MPa-1 < 0,5MPa-1

- Môđun biến dạng: 5MPa < E = 7,5 Mpa < 10MPa  trung bình

 Kết luận: Lớp 2 là Sét dẻo cứng có khả năng chịu tải trung bình, mặt khác do

với công trình nhiều tầng thì chiều dày lớp đất khá mỏng không thích hợp làmnền móng

c Lớp đất 3: Lớp Sét pha dẻo mềm, chiều dày 3,4 m.

- Kết quả thí nghiệm xuyên tiêu chuẩn :

- Trọng lợng riêng đẩy nổi: đn =

e 1

- Môđun biến dạng: E = 5MPa < E = 7Mpa < 10MPa  trung bình

 Kết luận: Lớp 3 là Sét pha Dẻo mềm có khả năng chịu tải trung bình, tính

năng xây dựng yếu, biến dạng lún lớn Do đó không thể làm nền cho công trình ợc

đ-d Lớp đất 4: Lớp Sét pha dẻo chảy, chiều dày 3,6 m.

- Kết quả thí nghiệm xuyên tiêu chuẩn :

- Môđun biến dạng: E = 10MPa  tốt

 Kết luận: Lớp 4 là Sét pha Dẻo chảy có khả năng chịu tải yếu, tính năng xây

dựng yếu Do đó không thể làm nền cho công trình đợc

e Lớp đất 5: Lớp Cát pha dẻo có chiều dày 6,7 m

- Kết quả thí nghiệm xuyên tiêu chuẩn :

- Hệ số nén lún: 0,01 MPa-1 < m = 0,09 MPa-1 < 0,1 MPa-1

 cát pha có khả năng chịu nén lún tơng đối tốt

- Môđun biến dạng: E = 14 Mpa > 10MPa  tốt

 Kết luận: Lớp 5 là Cát pha Dẻo có khả năng chịu tải tơng đối tốt, tính năng

xây dựng khá tốt, biến dạng lún nhỏ, chiều dày lớp đất bằng 6,7m Vì vậy có thểlàm nền cho công trình đợc

f Lớp đất 6: Lớp Cát bụi chặt vừa có chiều dày 6,8m

- Kết quả thí nghiệm xuyên tiêu chuẩn :

- Trọng lợng riêng đẩy nổi: đn =

e 1

- Hệ số nén lún: 0,1 MPa-1 < m = 0,13 MPa-1 < 0,5 MPa-1

 cát bụi có khả năng chịu nén lún trung bình

- Môđun biến dạng: E = 10 MPa  tốt

 Kết luận: Lớp 6 là Cát bụi Chặt vừa có khả năng chịu tải tơng đối tốt, tính

năng xây dựng khá tốt, khả năng chịu nén lún trung bình, chiều dày lớp đất bằng6,8m Có thể làm nền cho công trình đợc

g Lớp đất 7: Lớp Cát hạt trung chặt, chiều dày 12,1m.

- Kết quả thí nghiệm xuyên tiêu chuẩn:

 Kết luận: Lớp 7 là Cát hạt trung Chặt, có khả năng chịu tải lớn, tính năng xây

dựng tốt, biến dạng lún nhỏ, chiều dày lớp đất lớn (12,1 m) Do đó dùng để làmnền cho công trình cao tầng sẽ tốt

h Lớp đất 8: Lớp Cát thô cuội sỏi, chiều dày 11,6m.

- Kết quả thí nghiệm xuyên tiêu chuẩn:

N= 80 búa /30 cm  đất rất chặt

- Hệ số nén lún: 0,01 MPa-1 < m = 0,03 MPa-1 < 0,1 MPa-1

 cát thô cuội sỏi có khả năng chịu nén lún tốt

- Môđun biến dạng: E = 50 MPa > 30MPa  rất tốt

 Kết luận: Lớp 8 là Cát thô cuội sỏi, có khả năng chịu tải lớn, tính năng xây

dựng tốt, biến dạng lún nhỏ, chiều dày lớp đất lớn (11,6 m) và cha kết thúc trongphạm vi lỗ khoan 50m

III phân tích và Lựa chọn giải pháp nền móng.

Với các đặc điểm địa chất công trình nh đã giới thiệu, các lớp đất trên là

đất yếu xen kẹp không thể đặt móng cao tầng lên đợc, chỉ có lớp cuối cùng là cátthô sỏi cuội có chiều dày không kết thúc tại đáy hố khoan là có khả năng đặt đợcmóng cao tầng

Với quy mô và tải trọng công trình nh vậy, giải pháp móng sâu (móng cọc)

Trên thực tế, mặt bên của cọc vẫn có lực ma sát nhng khi thiết kế chỉ xét

đến khả năng chịu tải trọng ngoài do phản lực ở đầu mũi cọc (sức kháng mũi cọc)

mà không xét đến khả năng chịu tải do ma sát mặt bên cọc Cọc chống chỉ sửdụng khi mũi cọc đi vào tầng đá hay tầng đất rắn chắc Độ lún của cọc chống rất

bé, sự chuyển dịch của các mặt cắt cọc chủ yếu là do độ nén ép đàn hồi của bảnthân cọc

Trong thực tế xây dựng có 3 loại cọc sau: Cọc đóng, Cọc khoan nhồi và cọcBarets

Q

Đá, đất cứng

Đất yếu

III.1.2 Cọc ma sát.

Một bộ phận hay toàn bộ tải trọng ngoài tác dụng lên đầu cọc đợc truyềnvào trong đất xung quanh cọc thông qua ma sát ở mặt bên cọc, cọc đó gọi là cọc

ma sát

Khi tính toán cọc này sẽ xét đến ma sát giữa đất và mặt bên cọc, đồng thời

có xét đến sức kháng ở đầu mũi cọc Nếu toàn bộ tải trọng ngoài đều truyền vàotrong đất thông qua ma sát mặt bên cọc thì gọi là cọc ma sát thuần túy Trongthực tế xây dựng, nếu đất xung quanh cọc và nền dới mũi cọc đều là đất yếu thìcọc đợc coi là cọc ma sát thuần túy

Đất yếu

Đất có cừơng độ trung bình

Q

Iii 2 Nghiên cứu về cọc ma sát:

III.2.1 Phân tích cọc ma sát đơn chịu tải trọng tĩnh thẳng đứng

III.2.1.1 Sức chịu tải dọc trục của cọc đơn

Sức chịu tải cực hạn của cọc đợc chia thành sức kháng bên và sức khángmũi nh sau:

z i - chiều dài đoạn phân tố cọc mà trên đó f i đợc coi là hằng số;

u  p. z i - diện tích xung quanh của đoạn phân tố cọc

+ Sức kháng mũi:

Q p q p.A p

ở đây: q p- sức kháng mũi đơn vị của cọc;

A p - tiết diện ngang mũi cọc;

Sức chịu tải nén của cọc là:

F

Q w

w F

Q Q

S

u dat coc S

trong đó: F S - hệ số an toàn, thờng lấy từ 2 đến 4;

w - hiệu số giữa khối lợng bản thân cọc và khối lợng bản thân đất do nó chiếm chỗ, có xét đến lực đẩy Acsimet của phần cọc dới mực nớc ngầm;

Nhiều nghiên cứu thấy rằng: Dới tải trọng cho phép, chuyển vị của cọc khánhỏ Mặc dù chuyển vị nhỏ, sức kháng bên của cọc vẫn đợc huy động khá lớn.Tuy nhiên, tại chuyển vị đó, sức kháng mũi mới chỉ huy động một phần nhỏ Do

đó, ta nên dùng hai hệ số an toàn nh sau:

  w

F

Q F

Q Q

p

p f

đầu Q tơng đối bé, chủ yếu do lực ma sát bên đoạn thân cọc phía trên chịu Khi Qtăng đến một giá trị nào đó thì mũi cọc chuyển dịch, phản lực ở đầu cọc N l mớibắt đầu huy động một cách rõ ràng

Căn cứ tài liệu thí nghiệm khi chuyển dịch tơng đối gữa cọc và đất khoảng

mm

6

4  (với đất sét) hoặc 6  10mm(với đất cát) thì ma sát đơn vị mặt bên cọc đạttrạng thái giới hạn Và khi chuyển dịch đầu mũi cọc đạt 0  , 1 0 , 25lần đờng kínhcọc, thì phản lực đầu mũi cọc mới đạt trạng thái giới hạn

gvhd : gs – tskh nguyễn trâm SVTH : Lê Xuân Tùng 10

Qu

f Q

Chuyển vị tơng đối

của cọc và đất

Sự huy động sức kháng

III.2.1.2 Xác định lực nén dọc trục của cọc đơn

Dựa theo sơ đồ làm việc của cọc trong đất khi

có tải trọng tác dụng đầu cọc Q

Tại độ sâu z (z < l, l - là chiều dài cọc) thì ta

xác định nội lực thân cọc theo công thức của

N

0

. ; Trong đó: N Z là lực dọc thân cọc ở độ sâu z;

III.2.2 Xác định chuyển vị của cọc đơn

Với mục đích thiết kế và tìm hiểu rõ quá trình làm việc của cọc, độ lún củacọc có thể tách thành 3 phần:

III.2.3 Bản chất của các độ lún thành phần và cách xác định

a Trạng thái ban đầu

Sau khi đã đóng cọc vào đất, cha có tải trọng tác dụng đầu cọc Đất xungquanh cọc và đất nền dới mũi cọc sẽ phục hồi trở lại những biến dạng do quá trình

Các hình vuông A, B biểu thị các phân tố quy chiếu trong lớp đất, ab là một đờngnằm ngang quy chiếu trong đất

b Trạng thái thứ 2.

Sau đó tác dụng lên đầu cọc một tải trọng tập trung Q = Q1 cha lớn, thì cáclớp gần phía trên vùng đầu cọc đất bắt đầu bị biến dạng cong Đờng quy chiếu abban đầu sẽ chuyển dịch thành a’b’, các phân tố quy chiếu bị méo đi thành A’, B’.Giữa bề mặt cọc và phân tố đất A’ xuất hiện ứng suất tiếp 1, giữa hai phân tố A’

và B’ có ứng suất tiếp 2, giữa phân tố B’ với các phân tố bên ngoài là ứng suất3

Hiện tợng xoắn trên chứng tỏ rằng: tải trọng đầu cọc Q = Q1 đã truyền vàotrong đất xung quanh cọc thông qua các ứng suất tiếp Các ứng suất tiếp đó sẽgiảm dần khi các phân tố ở xa dần cọc (1 2  3 ) do sự phân tán ứng suất vàokhông gian

Độ lún của cọc ở trạng thái này gọi là sbd

Tiếp tục tăng tải trọng tác dụng đầu cọc, các lớp đất phía dới sâu vùng mũicọc cũng bị các ứng suất tiếp gây nên biến dạng uốn cong, giá trị sbd tăng dần Nhng cha có sự chuyển dịch tơng đối giữa cọc và đất

c Trạng thái thứ 3.

Tiếp tục tăng tải trọng đầu cọc đặt giá trị Q = Q2 < [Q], đến khi các lớp đấtkhông bị uốn cong theo độ lún của cọc nữa, lúc này cọc đã huy động sức khángmũi rõ rệt Nội lực tại mũi cọc sẽ truyền xuống nền (đất dới mũi cọc) và độ lúntăng thêm của cả cọc lúc này l

Các giá trị sbd và l đợc xác định nhờ thí nghiệm nén tĩnh cọc đơn tại hiệntrờng Riêng giá trị l còn đợc xác định bằng cách sau:

Để đơn giản, ta giả thiết nền là nền Winkler, và do đó phản lực nền ở mũicọc q p và chuyển vị l của mũi cọc tỷ lệ bậc nhất, tức là:

d' c'

Suy ra:

S S l S p l k A N k q   

Trong đó: N l lực dọc thân cọc tại vị trí mũi cọc, A S là diện tích tiết diện mặt cắt mũi cọc k S hệ số phản lực nền Độ nén ép đàn hồi thân cọc do lực dọc trục cọc (N Z ) gây ra đợc xác định theo công thức của Sức bền vật liệu:

p p i Zi Zi A E l N  

Trong đó: Zi là biến dạng đàn hồi của đoạn cọc có chiều dài li ; N Zi là lực dọc thân cọc trung bình trong đoạn li ; A p là diện tích tiết diện mặt cắt thân cọc E p là môđun đàn hồi của vật liệu làm cọc Và độ lún ở đầu cọc do nén ép đàn hồi thân cọc là: 

n Zi dh 1   , ( chia cọc thành n đoạn li )

Cọc làm việc dới tảt trọng Q 2 Đồ thị biểu diễn độ lún Đồ thị biểu diễn lực dọc d Trạng thái thứ 4. Tiếp tục tăng tải trọng đến Q = Q3 > [Q], thì lực dọc tại mũi cọc sẽ lớn hơn sức kháng mũi cọc, đất sẽ bị phá hoại cắt Làm xuất hiện sự chuyển dịch tơng đối giữa cọc và đất xung quanh cọc, chuyển dịch này tăng nhanh một cách đáng kể, về hiệu quả trở thành một cọc khác với cọc ban đầu, có chiều sâu lớn hơn và trong các điều kiện đất có thể là khác trớc Kết luận: Việc huy động sức kháng trong đất đi liền với sự biến dạng; lợng dịch chuyển của cọc cần thiết để làm biến dạng đất tới điểm phá hoại thì phụ thuộc vào tính chất của đất, tải trọng đầu cọc, kích thớc cọc, vật liệu làm cọc và cách hạ cọc vào đất

Lớp đất

A'

a'

b'

Q 2

s

cọc

B'

s

N = Q0

B' A'

2

2 c

 đhz=0

l

bd

III.2.4 Tổng quan về ma sát âm và những ảnh hởng của nó

đến sự làm việc của cọc

III.2.4.1 Ma sát âm (negative skin friction) và nguyên nhân hình thành

Thông thờng khi đóng cọc vào tầng đất đã cố kết ổn định, nếu đầu cọc chịutải trọng tác dụng thì cọc sẽ bị lún xuống Lúc đó mặt bên cọc sẽ chịu lực ma sát

do đất gây ra theo chiều hớng lên, có tác dụng cản trở sự lún xuống của cọc Lực

ma sát này gọi là ma sát dơng

Trong thực tế xây dựng, có nhiều trờng hợp ngợc lại là do một số nguyênnhân nào đó làm cho tầng đất xung quanh cọc bị lún, độ lún đó của tầng đất vợtquá độ lún của cọc Nh vậy trong trờng hợp này độ lún của đất làm gia tăng độlún của cọc, có nghĩa là đất nền đã không tạo đợc ma sát dơng mà tạo ma sát âm

Rõ ràng ma sát âm vừa có tác dụng gia tăng độ lún của cọc, vừa làm tănglực dọc thân cọc, gây ảnh hởng của chúng đến sức chịu tải và sự làm việc của cọc

III.2.4.2 Nguyên nhân hình thành ma sát âm

Tình hình sản sinh ra ma sát âm có nhiều nguyên nhân, ví dụ:

- Xung quanh cọc là đất sét mềm cố kết cha ổn định

- Xung quanh cọc là đất mới đắp, đất sẽ bị cố kết do trọng lợng bản thân

- Trên mặt đất bị chất tải với diện rộng, khiến đất xung quanh cọc bị nénchặt

- Lớp đất nền quy hoạch có chiều dày trên một mét

- Phụ tải trên nền kho lớn hơn 20 Kpa

- Sự giảm thể tích đất do chất hữu cơ trong đất bị phân hủy

- Sự tăng ứng suất hữu hiệu trong đất do mực nớc ngầm bị hạ thấp

- Sự tăng độ chặt của đất rời dới tác dụng của động lực

- S lún ớt của đất khi bị tăng độ ẩm do ngập nớc

- Khi đóng cọc gây ra sự trồi lên đối với những cọc lân cận đã đợc hạ trớc

đó

III.2.4.3 Sự hình thành ma sát âm đối với cọc đơn và cách xác định

I.1 Điểm trung tính và phạm vi xuất hiện của ma sát âm trên cọc đơn

Vì một nguyên nhân nào đó, làm cho đất xung quanh cọc bị nén ép hoặc bịdịch chuyển đi xuống Sự dịch chuyển này sẽ tác động đến cọc trong hai trờnghợp sau đây:

Cọc đã chịu tải trọng tác dụng lên đầu cọc, có nghĩa cọc đã bị lún vào

đất, độ lún này đã đợc phân tích trong mục III.2.3 (gọi là độ lún ban đầu) Khitầng đất bị lún xuống, hiện tợng này sẽ ảnh hởng đến sự làm việc của cọc nh thếnào, ta cần phân tích hai trờng hợp sau có thể xảy ra nh sau:

a) Nếu độ dịch chuyển tơng đối của tầng đất có chiều dày nào đó nhỏhơn độ lún của cọc (độ lún ban đầu), dẫn đến lực ma sát dơng ban đầu giữa tầng

đất đó và cọc sẽ bị giảm đi

b) Ngợc lại, độ dịch chuyển tơng đối của tầng đất có chiều dày nào đólớn hơn độ lún của cọc (độ lún ban đầu), dẫn đến không những làm triệt tiêu hoàntoàn lực ma sát dơng mà còn gây kéo cọc xuống bằng ma sát âm ( f neg) xuất hiệntrong chiều dày tầng đất đó Dẫn đến cọc bị lún thêm và lực dọc thân cọc tăng lên

Để xác định đợc khi tầng đất bị lún xuống gây ảnh hởng ở mức độ nàotới sự làm việc của cọc thì ta cần thực hiện các bớc sau:

B ớc 1 Xác định độ lún của toàn cọc

Ta cần xác định đợc các thành phần lún, cách xác định đã trình bày trongmục II.2 Sau đó vẽ đợc biểu đồ nén lún của các điểm trên cọc theo chiều dài thâncọc có dạng ở hình 2.4.d

B ớc 2 Xác định độ lún của tầng đất xung quanh cọc

Vì phạm vi của đề tài mới chỉ nghiên cứu nguyên nhân gây lún đất do tảitrọng đất đắp, Có nghĩa sau khi xây dựng công trình trên nền móng cọc (cọc masát), sau đó ta phải đắp đất để tôn nền, hoặc đắp đất sau tờng chắn Dới tải trọngcủa đất đắp, làm cho đất nền bị lún xuống Độ lún này sẽ đợc xác định bằng côngthức:

i j

oI

gl J I Z d

j i

S  - độ lún của lớp đất i-j ;

2 1

gl Zj

gl Zi gl

j i Z





    là ứng suất gây lún trung bình ở giữa lớp đất i-j ;

h i j là độ dày của lớp đất i-j ;

E0i là môđun đàn hồi của lớp đất i-j

Và độ lún tổng cộng (tính theo phơng pháp cộng lún từng lớp) là:

 

n j i

S

1

( Chia tầng đất thành n lớp nhỏ ) Sau khi tính đợc độ lún của từng lớp đất, ta sẽ vẽ đợc biểu đồ nén lún củatầng đất xung quanh cọc, đồ thị có dạng nh sau:

Biểu đồ lún của đất

B ớc 3 : Xác định điểm trung tính

Điểm trung tính là điểm mà tại độ sâu đó không có sự chuyển dịch tơng

đối của cọc và đất Đợc thể hiện bằng sự giao thoa biểu đồ độ lún của đất và biểu

Sau khi ta đã tìm đợc độ chuyển dịch của cọc và độ lún của đất đợc biểuthị bằng biểu đồ (trong mục III.2.3) Đem chập hai biểu đồ đó trên cùng một hệtrục tọa độ, hai biểu đồ này giao nhau ở đâu thì đó là điểm trung tính.

Có hai trờng hợp xảy ra khi xác định điểm trung tính:

Trờng hợp 1:

Điểm trung tính nằm trong phạm vi chiều dài cọc.

Khả năng này thờng xảy ra khi lớp đất mà mũi cọc cắm vào là lớp đất có ờng độ tơng đối lớn (nh cát hạt to chặt hoặc đất cứng) Nguyên nhân, tầng đấtcứng vùng mũi cọc đã làm giảm hoặc triệt tiêu toàn bộ chuyển dịch của những lớp

c-đất phía trên, và độ lún của c-đất lúc này chủ yếu do sự nén ép của những lớp c-đấtphía trên

Mặt khác, chính lớp đất cứng vùng mũi cọc cũng đã làm giảm độ lún củacọc, nên trong trờng hợp này điểm trung tính sẽ gần sát bề mặt lớp đất tốt vùngmũi cọc

+ Hình c Đồ thị biểu diễn phạm vi và tính chất phân bố lực ma sát trên bề mặt thân cọc;

+ Hình d Đồ thị biểu diễn lực dọc thân cọc khi chịu ảnh hởng của

ma sát âm

Trong trờng hợp này, lực dọc thân cọc sẽ đợc tính nh sau:

1

2Q

z

o1

o

Sđc

Tại vị trí điểm trung tính thì lực dọc thân cọc là lớn nhất Bởi tại đó, lựcdọc thân cọc bị nén bởi ma sát âm từ trên xuống và ma sát dơng từ dới lên.

- Lực dọc thân cọc tại vị trí điểm trung tính o1:

Điểm trung tính nằm dới phạm vi chiều dài cọc (nằm dới mũi cọc).

Khả năng này thờng xảy ra khi lớp đất mà mũi cọc cắm vào là lớp đất có ờng độ trung bình (nh đất cát hạt mịn, hạt trung hoặc đất sét cứng) Nguyên nhân,lớp đất vùng mũi cọc cũng bị lún khi xảy ra hiện tợng ma sát âm, độ lún này tơng

c-đối lớn, lớn hơn chuyển vị của mũi cọc Dẫn đến trên toàn bộ chiều dài cọc, thìchuyển dịch của đất lớn hơn chuyển dịch của cọc, do đó điểm trung tính (điểmtrung tính ảo) sẽ nằm dới mũi cọc

+ Hình c Đồ thị biểu diễn phạm vi và tính chất phân bố lực ma sát

trên bề mặt thân cọc;

+ Hình d Đồ thị biểu diễn lực dọc thân cọc khi chịu ảnh hởng của

ma sát âm

Trong trờng hợp này, lực dọc thân cọc sẽ đợc tính nh sau:

Cọc bị kéo xuống bởi toàn bộ ma sát âm trên bề mặt thân cọc, nên lực dọcthân cọc tại đầu cọc là lớn nhất

Lực dọc thân cọc tại đầu cọc:

N u p.l i.f neg ; (l i L)

Điểm trung tính cho ta kết luận rằng:

+ Phía trên điểm trung tính thì độ chuyển dịch tơng đối của đất lớn hơn củacọc Nên trong phạm vi đó, cọc bị đất kéo xuống, có nghĩa đoạn cọc đó chịu ảnhhởng của ma sát âm

+ Ngợc lại, phía dới điểm trung tính thì chuyển dịch tơng đối của cọc lớnhơn của đất, nên cọc vẫn huy động ma sát dơng mặt bên cọc

Kết luận chung : Do mức độ cố kết của đất tăng theo thời gian, cho nên

chuyển dịch của đất và chuyển dịch mặt cắt cọc đều là hàm số của thời gian Dovậy, vị trí của điểm trung tính, lực ma sát và lực dọc thân cọc đều biến đổi tơngứng Dới tác dụng của tải trọng lên đầu cọc, nếu chuyển dịch các mặt cắt cọc đã

ổn định, sau đó đất xung quanh cọc mới xảy ra cố kết thì tốc độ và mức độ cố kết

sẽ là nhân tố chủ yếu ảnh hởng đến trị số và quy luật phân bố của ma sát âm Mức

độ cố kết cao, độ lún mặt đất lớn thì điểm trung tính sẽ dịch xuống làm lực ma sát

âm tăng nhanh Trong quá trình đó, độ lún mủi cọc cũng tăng cao, dĩ nhiên dẫn

đến sự chuyển dịch tơng đối giữa cọc và đất sẽ giảm nhỏ và lực ma sát âm sẽgiảm dần và đạt tới trạng thái ổn định

III.2.4.4 Giới thiệu một số phơng pháp tính toán ma sát âm đối với cọc đơn

a) Với đất sét mềm hay có cờng độ trung bình, lấy trị số ma sát âm

u

f  , với cu là cờng độ chống cắt không thoát nớc

b) Nếu mặt đất đắp hoặc chất tải gây ra ma sát âm thì lấy trị số ma sát âm

nh sau:

+ Khi H < 2m thì không xét ma sát âm

với H là độ cao đất đắp, nếu chất tải thì H sẽ là trị số tính đổi



q

 là dung trọng của đất, q là tải trọng phân bố

+ Khi 2mH  5m Xét ma sát âm cho lớp đất yếu và các lớp đất đắplên trên:

u

f  0 , 4 , với f u là lực ma sát dơng giới hạn

+ Khi H > 5m, lấy f neg f u

c) Căn cứ áp lực hữu hiệu thẳng đứng (  'v) tại điểm trung tính để tínhtoán lực ma sát âm theo công thức sau:

1 Vì công trình này xây dựng ở quận Cầu Giấy – thuộc thành phố Hà Nội, do

đó khi thi công sẽ gặp một số bất lợi sau:

- Gây ồn trong thành phố nếu hạ cọc bằng cách đóng

- Gây gây rung chuyển địa chất (nếu đóng) và gây trồi đất đối với côngtrình lân cận

- Khó khăn về chuẩn bị kho bãi đúc cọc hoặc vận chuyển cọc…

- Không thích hợp cho những giải pháp thi công tầng ngầm (chẳng hạn

nh thi công tầng ngầm bằng phơng pháp Top – Down…)

2 Vì quy mô công trình rất lớn, nên kết cấu sẽ gặp những bất lợi sau:

- Khi công trình bị dao động dới tác dụng của tải trọng gió hay động đất,thì chính sự rung động đó sẽ làm giảm dần lực ma sát bên giữa cọc và

đất, dẫn đến sẽ làm giảm dần sức chịu tải của cọc

- Mặt bằng tầng hầm rất lớn, do đó nếu xảy ra hiện tợng lún lệch tâm sẽtạo nên những mômen bất lợi cho kết cấu

3 Không thích hợp với đặc điểm địa chất xây dựng công trình

Rất dể xảy ra hiện tợng ma sát âm đối với cọc, vì hai lý do sau:

a Sự tăng ứng suất hữu hiệu trong đất do mực nớc ngầm bị hạ thấp:

Việc bơm hút nớc ngầm phục vụ cho sinh hoạt và công nghiệp đã hạthấp mực nớc của các tầng chứa nớc dới đất, làm giảm áp lực nớc lỗ rỗng, tăngứng suất hiệu quả trong đất Điều này sẽ dẫn đến biến dạng lún bề mặt

Theo báo cáo của Hội nghị quốc tế về lún đất lần thứ 4 đợc tổ chức tạithành phố Houston (Mỹ) từ 12 đến 18 tháng 5 năm 1991, thì trên thế giới hiệntại đã có trên 50 thành phố lớn nhỏ chịu ảnh hởng của quá trình biến dạng lún,trong đó có 17 thành phố chịu hậu quả nặng nề hơn cả Tiêu biểu là thành phốMexico City, Houston, Băngcốc,Tokyo, Osaca, Thợng Hải, Quảng Châu, Đài Bắc,Venice

Tốc độ lún ở thành phố Băng Cốc đo đợc là hơn 100 mm/năm lan rộng trênmột diện tích 800 km2

Houston là một thành phố đông dân ở đông nam bang Texas Nớc phục vụsinh hoạt, công nghiệp ở Houston đều đợc bơm từ lòng đất Mức độ lún ởHouston có nơi vợt quá 2 m Đến năm 1981 diện tích bị lún lên đến 80 km2 Từnăm 1969 đến năm 1974 , mỗi năm thiệt hại do biến dạng lún bề mặt gây ra choHouston ớc chừng 31,7 triệu USD.

Tokyo có khoảng 3000 km2 bị biến dạng lún bề mặt do bơm hút nớc, mức

độ lún lớn nhất tới 5 m

Osaca diện tích bị lún từ năm 1935 đến năm 1970 là 500 km2, mức độ lún

là 3 m Vì thế chi phí cho việc sữa chữa các công trình xây dựng là rất tốn kém Với tốc độ khai thác nớc ngầm ở thành phố Hà Nội nh hiện nay, thì biến dạng lún bề mặt có thể xảy ra

b Cọc ma sát nằm trong nền có lớp đất yếu cha cố kết ổn định.

Đây cũng là một vấn đề thời sự ở nớc ta, vì cấu tạo địa tầng ở đồng bằngBắc bộ thờng là đất yếu, có chiều dày lớn, cố kết cha ổn định

Iii 3 Nghiên cứu về cọc khoan nhồi

* Nhà cao tầng rất nhạy với độ lún, đặc biệt là lún lệch Lún kiểu gì cũnggây ra những tác động mạnh mẽ đến sự làm việc tổng thể của các kết cấu nhà

*Trong tình trạng đô thị của ta hiện nay, nhà cao tầng sẽ đợc xây dựngnhiều trong khu đông dân c, mật độ nhà có sẵn khá dày đặc Vấn đề bảo đảm antoàn cho các công trình đã có là một đặc điểm xây dựng nhà cao tầng ở nớc ta

Từ những đặc điểm nêu khái quát đó mà giải pháp chọn cho móng nhà caotầng hay thấy là móng cọc nhồi

Những u điểm của móng cọc nhồi có thể tóm tắt :

@ Khi thi công cọc khoan nhồi cũng nh sử dụng cọc khoan nhồi đảm bảo an toàncho các công trình hiện có chung quanh Loại cọc khoan nhồi đặt sâu không gâylún ảnh hởng đáng kể cho các công trình lân cận

@ Quá trình thực hiện móng cọc, dễ dàng thay đổi các thông số của cọc (chiềusâu, đờng kính) để đáp ứng với điều kiện cụ thể của địa chất dới nhà

@ Cọc khoan nhồi tận dụng hết khả năng chịu lực của bê tông móng cọc do điềukiện tính toán theo lực tập trung

@ Đầu cọc có thể chọn ở độ cao tuỳ ý cho phù hợp với kết cấu công trình và quyhoạch kiến trúc mặt bằng

@ Rất dễ dàng làm tầng hầm cho nhà cao tầng

Do đó cọc khoan nhồi đảm bảo đợc:

- Độ lún cho phép

- Sức chịu tải của cọc

- Công nghệ thi công hợp lý không làm h hại đến công trình đã xây dựng

- Đạt hiệu quả - kinh tế - kỹ thuật

Móng có kết cấu dạng bè toàn khối bằng bêtông cốt thép

Toàn bộ kết cấu bè móng sẽ đợc phân tích bằng phơng pháp Phần tử hữu

hạn, nhằm xác định sự làm việc không gian của nó.

III.3.2 Các giả thiết tính toán:

Việc tính toán móng cọc đài thấp dựa vào các giả thiết chủ yếu sau:

- Sức chịu tải của cọc trong móng đợc xác định nh đối với cọc đơn đứngriêng rẽ, không kể đến ảnh hởng của nhóm cọc

- Khi kiểm tra cờng độ của nền đất và khi xác định độ lún của móng cọc thìngời ta coi móng cọc nh một móng khối quy ớc bao gồm cọc và các phần đất giữacác cọc

- Vì việc tính toán móng khối quy ớc giống nh tính toán móng nông trênnền thiên nhiên (bỏ qua ma sát ở mặt bên móng), cho nên trị số mômen của tảitrọng ngoài tại đáy móng khối quy ớc đợc lấy giảm đi một cách gần đúng bằng trị

số mômen của tải trọng ngoài so với cao trình đáy đài

- Đài cọc xem nh tuyệt đối cứng

III.3.4 Tải trọng:

- Tải trọng tác dụng lên móng công trình gồm có:

+ Tĩnh tải + Hoạt tải+ Tải trọng gió (gió tĩnh và gió động)

+ Tải trọng động đất

Móng công trình đợc tính dựa theo giá trị nội lực nguy hiểm nhất truyềnxuống móng Số liệu nội lực chân cột ta đã có khi chạy chơng trìnhSap2000_8.32

III.3.5 Thiết kế cọc khoan nhồi.

a Chọn vật liệu làm cọc.

- Bê tông mác 300#, Rn = 130 (kG/cm2) = 1300T/m2

- Cốt thép chịu lực nhóm AII có Ra = 2800 (kG/cm2) = 28000T/m2

- Cốt đai nhóm AI có Ra = 2300 (kG/cm2) = 23000 T/m2

Cọc chịu tải trọng ngang, hàm lợng cốt thép   (0,4 – 1,0)% Để chọn

đ-ợc kích thớc và chiều sâu hạ cọc thích hợp nhất cho điều kiện địa chất và tải trọngcủa công trình, cần phải đa ra các phơng án khác nhau để so sánh lựa chọn Dohạn chế về thời gian, chọn phơng án tính cọc có kích thớc :

+ Chiều cao đài móng là hđ = 2,5 m

 Đáy đài đợc đặt ở độ sâu – 13,3 m so với cốt thiên nhiên (hay ở độ sâu–14,3 m so với cốt  0.00 )

+ Chân cọc cắm sâu vào lớp cát thô cuội sỏi (lớp đất 8) đoạn 5,0 m Chất l ợng bê tông cọc khoan nhồi phần đầu cọc thờng kém do đó đập vỡ bêtông đầu cọccho chừa cốt thép ra một đoạn 1m và ngàm vào đài Phần cọc ngàm vào đài 40(cm)

- Tổng chiều dài cọc là : 1,0  0,4  (43,4 – 13,3) = 31,5m

b Tính toán sức chịu tải của cọc khoan nhồi:

1/ Theo độ bền của vật liệu làm cọc:

- Sức chịu tải của cọc theo vật liệu làm cọc đợc xác định theo công thức:

Fb: Diện tích tiết diện của bê tông Fb = 0,785(m2)

Fa: Diện tích tiết diện của cốt thép dọc Fa = 53,210-4 (m2)

m1 : hệ số điều kiện làm việc khi đổ bê tông qua ống dịch chuyển

thẳng đứng thì m1 = 0,85

m2 : hệ số điều kiện làm việc kể đến phơng pháp thi công cọc, ở

đây khi thi công cần dùng ống vách và đổ bê tông dới huyền phù sét, nên m2 = 0,7

Vậy ta có :

Pv = 1(0,850,713000,785 + 2800053,210-4) = 756,16 (T)

2/ Theo kết quả xuyên tiêu chuẩn SPT

- Sử dụng số liệu thí nghiệm xuyên tiêu chuẩn SPT để tính toán sức chịu tải giớihạn của cọc theo công thức của Nhật Bản cho trong TCXD 205:1998

- Sức chịu tải cho phép của cọc:

Trong đó:

+ Na: chỉ số SPT của đất dới mũi cọc, mũi cọc nằm trong lớp cát thô cuộisỏi có N = 80.

+ Ns: chỉ số SPT của lớp cát bên thân cọc; bên thân cọc có các lớp cát: lớpcát pha dẻo 5 (N5 = 21), lớp cát bụi chặt vừa 6 (N6 = 30), lớp cát hạt trung chặt 7(N7 = 55), lớp cát thô cuội sỏi 8 (N8 = 80)

+ Ls (m): chiều dài đoạn cọc nằm trong đất cát, cọc xuyên qua các lớp đấtcát: lớp cát pha dẻo 5 (L5 = 6,7m), lớp cát bụi chặt vừa 6 (L6 = 6,8m), lớp cát hạttrung chặt 7 (L7 = 12,1m), lớp cát thô cuội sỏi 8 (L8 = 5,0m)

+ Lc (m) : chiều dài đoạn cọc nằm trong đất dính (đất sét) Lc = 0 vì đầu cọcnằm dới các lớp sét

+ CU: lực dính không thoát nớc của đất theo SPT, CU = 0

+ : hệ số phụ thuộc phơng pháp thi công cọc, cọc khoan nhồi lấy  = 15+ F: Diện tích tiết diện ngang dới chân cọc, F = Fb = 0,785m2

III.3.6 Tính toán số l ợng cọc khoan nhồi cho công trình:

III.3.6.1 Tính toán số l ợng cọc khoan nhồi cho móng C - 7.

Tải trọng tiêu chuẩn

Tải trọng tiêu chuẩn đợc sử dụng để tính toán nền móng theo trạng thái giới

hạn thứ hai

Tải trọng đã tính đợc là tải trọng tính toán, muốn có tổ hợp các tải trọngtiêu chuẩn phải làm bảng tổ hợp khác bằng cách nhập tải trọng tiêu chuẩn tácdụng lên công trình Tuy nhiên, để đơn giản quy phạm cho phép dùng hệ số vợttải trung bình n =1,15 Nh vậy, tải trọng tiêu chuẩn nhận đợc bằng cách lấy tổ hợpcác tải trọng tính toán chia cho hệ số vợt tải trung bình

- Khoảng cách giữa các tim cọc  3.D = 3.100 = 300cm

Theo kết quả nội lực từ trơng trình Sap 2000 - 8.3.2 Ta thấy nội lực cột C7

và các cột C5, C8, C10, cột K7, K5, K8, K10, cột 3E, 3H, 3I, cột 12E, 12H, 12I

có nội lực gần bằng nhau, do đó dới chân các cột này ta đều bố trí 5 cọc khoan nhồi

III.3.6.2.Tính toán số l ợng c ọc khoan nhồi cho móng d ới lõi cứng.

Từ kết quả phân tích bằng Sap 2000_8.3.2 thì tổng cộng lực dọc của 34 câycột trong quần thể lõi cứng là: N tt 15772 , 87 (T)

 Chọn thực tế n'c = 44 cọc để bố trí cho móng dới quần thể lõi cứng

III.3.6.3 Tính toán số l ợng c ọc khoan nhồi cho móng d ới vách cứng ở góc công trình.

Từ kết quả phân tích bằng Sap 2000_8.3.2 thì tổng cộng lực dọc của 3 câycột chính và một cây cột có phạm vi chiều cao trong 3 tầng hầm trong vùng váchcứng là: N tt 3862 , 56 (T)

III.3.6.4 Tính toán số l ợng c ọc khoan nhồi cho móng d ới cột của phần mở rộng phần ngầm công trình

Phần mở rộng tầng ngầm công trình có tất cả 66 cột Lực dọc lớn nhất trongcột này là 367,3 (T)

- Số lợng cọc sơ bộ:

610

3 , 367

Do đó dới mỗi cột ta chỉ cần bố trí một cọc khoan nhồi

III.3.6.5 Tính toán số l ợng c ọc khoan nhồi cho móng ngoài vùng chịu lực do cột gây ra:

Để tránh gây mômen lớn cho bè móng, nên ta cần bố trí thêm các cọc khoannhồi trong các vùng trống của bè móng

Và tổng số cọc khoan nhồi cần bố trí thêm là: 36 cọc

Nh vậy dới đài móng bè của công trình có tất cả 252 cọc khoan nhồi

a b

c d

e f g h i k

l m

III.3.7 Tính toán đài móng.

Để kiểm tra các điều kiện làm việc của đài móng bè và bố trí cốt thép bèmóng, ta chỉ có thể tính đợc đài móng riêng biệt dới cột theo phơng pháp thôngthờng

Do đó ta gọi vùng đài móng cục bộ giả thiết trong khối móng bè đó là một

khối đài coi nh làm việc riêng rẽ dới tác dụng của tải trọng chân cột

khối đài móng giả thiết

  3 1 0 67,78( / )

610 3

2 2

sb tt

tb

NF



Trong đó :

* 5 , 2

* 5 , 1 78 , 67

2020

p

N F

tb tt

- Khoảng cách giữa các tim cọc  3.D = 3.100 = 300cm

- Khoảng cách từ tim cọc đến mép đài  0,7.D = 0,7.100 = 70cm, lấy bằng100cm Vì mômen lệch tâm của cột C7 không lớn, nên ta chọn hình dạng của đài

là hình vuông

- Mặt bằng bố trí cọc cho móng nh hình vẽ sau :

x x

' c

tt

nN

tt

x max

n ' 2 i

i 1

M yy

i 1

M xx

M0xtt, M0ytt là mômen uốn tính toán ở đỉnh đài quanh trục X và Y;

Q0xtt, Q0ytt là lực cắt tính toán ở đỉnh đài theo trục X và Y;

hđ = 2,5m là chiều cao đài

+ xmax, ymax (m): khoảng cách từ tim cọc đến trục Y, X

2

0 , 4

max

+ xi, yi (m): khoảng cách từ trục cọc thứ i đến các trục đi qua trọng tâm diệntích tiết diện các cọc tại mặt phẳng đáy đài (xem sơ đồ bố trí cọc) Thay sốvào ta có :

Ptt

max,min =

' c

tt

nN

tt

x max

n ' 2 i

i 1

M yy

i 1

M xx

2

* 52 , 154 2

* 4

2

* 785 , 160 5

5 , 2168

Ptt

tb = 433,7 (T) ;Trọng lợng tính toán của cọc (kể đến đẩy nổi):

Pc = 31,50, 7851,51,1 = 40,8(T)

Trọng lợng tính toán của đất (kể đến đẩy nổi):

Pđ = 0,785(6,20,996 + 6,80,94 + 12,11,08 + 51,08) = 24,36(T).Kiểm tra lực truyền xuống cọc:

tt

max

P + Pc - Pđ = 473,11 + 40,8 – 24,36 = 489,55 (T) < PSPT = 610(T) Thoảmãn điều kiện lực truyền xuống cọc Chênh lệch lực truyền xuống cọc và sức chịutải của cọc không lớn lắm và để thiên về an toàn, ta chọn cọc có đờng kính vàchiều sâu chôn cọc nh trên là đạt yêu cầu

y

d=1m

Với quan niệm nhờ ma sát giữa mặt xung quanh cọc và đất bao quanh, tảitrọng của móng đợc truyền trên diện rộng hơn, xuất phát từ mép ngoài cọc tại

đáy đài và nghiêng một góc  = tb/4, gọi là góc mở của móng Góc mở củamóng: do nền đất dới móng đợc lèn chặt và coi nh liên kết lại thành một, cho nêncoi nh nền đất trong phạm vi cọc và góc mở rộng là một móng khối quy ớc (tính

đến ảnh hởng của ma sát tới sự làm việc của móng sâu - khác với móng nông)

móng quy ớc (góc ma sát tơng đơng của toàn bộ nền đất trong khối móng quy ớc)

-0

81 , 32 5

1 , 12 8 , 6 4 , 6

5

* 43 1 , 12

* 38 8 , 6

* 30 4 , 6

* 18

Ntc

1= LM  BM  h  tb = 13,73  13,73  2,5  1,5 =706,9 (T).+ Trọng lợng lớp cát pha dẻo 5 trong phạm vi chiều dày 6,4 m của lớp cát

h' : chiều cao từ điểm đặt lực đến đáy móng = 2,5m.

12 , 0

* 6 73 , 13

114 0

* 6 1 73 , 13

8336

2 min

tc min = 39,69 (T/m2)

+ Ktc = 1: các chỉ tiêu cơ lý của đất lấy theo số liệu thí nghiệm

trực tiếp với đất

II = đn8 = 1,076 (T/m3)

+ Trọng lợng riêng đất từ đáy khối quy ớc trở lên :

' 1 , 03 / 3

5 1 , 12 8 , 6 4 , 6

08 , 1

* 5 08 , 1

* 1 , 12 94 , 0

* 8 , 6 4 , 6

* 99 , 0

m T

Kiểm tra điều kiện áp lực tiêu chuẩn đáy móng :

Để thoả mãn điều kiện ứng suất lớn nhất không vợt quá nhiều áp lực tiêuchuẩn (20%), ứng suất trung bình không vợt quá áp lực tiêu chuẩn để thoả mãn

điều kiện khống chế biến dạng dẻo dới đáy móng, do tính toán với TTGH II nêncho phép vợt qua áp lực tiêu chuẩn bởi vì móng chịu tải trọng lệch tâm Nền đấtdới móng có biến dạng dẻo nhỏ, có thể tính toán độ lún theo lý thuyết nền biếndạng tuyến tính Tính toán độ lún theo phơng pháp cộng lún từng lớp

gl zi

gl zi i

i

gl zi

gl zi

E

h ).

( , E

.

h ).

.(

2 8

0 2

 Điều kiện độ lún tuyệt đối đã thoả mãn.