Thiết kế môn học nền và móng

Thiết kế môn học nền và móng

PHẦN I

BÁO CÁO KHẢO SÁT ĐỊA CHẤT CÔNG TRÌNH

SVTH

1 Cấu trúc địa chất khu vực xây dựng.

Mô tả sơ bộ cấu tạo địa chất khu vực:

Tại lỗ khoan BH1, khoan xuống cao độ là - 34m, gặp 3 lớp đất như sau:

PHẦN II

THIẾT KẾ KĨ THUẬT

SVTH

1 Lựa chọn kích thước công trình và bố trí cọc trong móng

1.1 Lựa chọn kích thước và cao độ bệ móng, mũi cọc.

1.1.1 Cao độ đỉnh trụ (CĐĐT).

Vị trí xây dựng trụ cầu ở xa bờ và phải đảm bảo thông thuyền và sự thay đổimực nước giữa MNCN và MNTN là tương đối cao Xét cả điều kiện mỹ quan trênsông, ta chọn các giá trị cao độ như sau:

H MNTT

m MNCN

Trong đó:

+ MNCN: Mực nước cao nhất, MNCN = 7,1 m

+ MNTT: Mực nước thông thuyền, MNTT = 4,4 m

+ Htt: Chiều cao thông thuyền, Htt= 3,5 m

Vậy chọn các thông số thiết kế như sau:

1.1.4 Chọn kích thước và cao độ mũi cọc.

 Chọn cọc bê tông cốt thép đúc sẵn, cọc có kích thước là 0.45x0.45m; đượcđóng vào lớp số 3 là lớp sét ở trạng thái nửa cứng Ngoài ra mũi cọc được đặt vàotrong lớp đất chịu lực tối thiểu là 5d = 5.0,45 = 2,25 m

Vậy, chọn cao độ mũi cọc là – 30,0 m

Như vậy cọc được đóng vào trong lớp đất 3 có chiều sâu là 9,30 m

SVTH

 Chiều dài của cọc (Lc) được xác định như sau:

=

d c

hợp từ 3 đốt cọc với tổng chiều dài đúc cọc là: 31 m = (2 x 10 + 11)m Như vậyhai đốt thân cọc chiều dài là 10m và đốt mũi có chiều dài 11m Các đốt cọc sẽđược nối với nhau bằng hàn trong quá trình thi công đóng cọc

2 Lập tổ hợp tải trọng tác tại đỉnh bệ với MNTN

2.1 Tính toán thể tích trụ

2.1.1 Tính chiều cao thân trụ

Chiều cao thân trụ Htr:

Htr = 7,8 – 2,0 - 1.4 = 4,4 m

Trong đó: Cao độ đỉnh trụ: CĐĐT = +7,8 m

Cao độ đỉnh bệ: CĐĐB = + 2.0 mChiều dày mũ trụ: CDMT = 0.8 + 0.6 = 1.4 m

SVTH

2.2 Lập các tổ hợp tải trọng thiết kế với MNTN

Tiến hành Tính các tải trọng: Thẳng đứng, lực ngang và mômen đối với mặt

cắt đỉnh bệ ứng với mặt cắt tự nhiên Đề bài đã cho ta Tải trọng ở TTGHSD ta phảitiếp tục tính ở TTGHCĐ

Bảng 1: Tổ hợp tải trọng thiết kế với MNTN

o t

o h

h

o

Hệ số tải trọng: Hoạt tải: n = 1,75

Tĩnh tải: n = 1,25

γbt = 24,50 (kN/m3): Trọng lượng riêng của bê tông

2.2.1 Tổ hợp tải trọng theo phương ngang ở TTGHSD.

 Tải trọng thẳng đứng tiêu chuẩn ngang cầu: Ntt

2.2.2 Tổ hợp tải trọng theo phương ngang cầu ở TTGHCĐ

 Tải trọng thẳng đứng tính toán ngang cầu

3 Xác định sức kháng nén dọc trục của cọc đơn

3.1 Sức kháng nén dọc trục theo vật liệu

Chọn vật liệu

+ Cọc bê tông cốt thép

+ Tiết diện của cọc hình vuông: 0.45m x 0.45m

+ Bê tông có fc' = 28MPa, Ec = 0,043.γc1,5 f c' = 28398,349 MPa

c

qp: Sức kháng đơn vị mũi cọc (MPa)

α : Hệ số kết dính phụ thuộc vào Su , ta tham khảo công thức xác định α của

API như sau :

- Nếu Su ≤ 25 Kpa ⇒α=1.0

SVTH

- Nếu 25 Kpa < Su < 75 Kpa ⇒α= −  50−KPa 

KPa25S

5.0

KPa25S

5.0

KPa25S

5.0

Chiều dàylớp đất Sauxói: L(mm)

Cường độkháng cắt:

Su

Hệ sốkết dính

Trong đó: Su: Cường độ kháng cắt không thoát nước trung bình (Mpa), Su = Cuu

Tiêu chuẩn 22TCN 272 – 05 quy định:

 Khoảng cách từ mặt bên của bất kì cọc nào tới mép gần nhất của móng phảilớn hơn 225mm

 Khoảng cách tim đến tim các cọc không được nhỏ hơn 750mm hoặc 2.5 lầnđường kính hay bề rộng cọc, chọn giá trị nào lớn hơn

Với n = 28 cọc được bố trí theo dạng lưới ô vuông trên mặt bằng và được bốtrí thẳng đứng trên mặt đứng, với các thông số :

+ Số hàng cọc theo phương dọc cầu là 4 Khoảng cách tìm các hàng cọctheo phương dọc cầu là 1200 mm

+ Số hàng cọc theo phương ngang cầu là 7 Khoảng cách tim các hàng cọctheo phương ngang cầu là 1200 mm

+ Khoảng cách từ tim cọc ngoài cùng đến mép bệ theo cả hai phương dọccầu và ngang cầu là 500 mm

SVTH

4.3 Tổ hợp tải trọng tác dụng lên đáy bệ

Hình 6 Tổ hợp tải trọng tác dụng lên đáy bệ

C § bt n b

1

§ C

5 Kiểm toán theo trạng thái giới hạn cường độ I

5.1 Kiểm toán sức kháng dọc trục cọc đơn

5.1.1 Tính nội lực tác dụng lên đầu cọc

Tính theo chương trình FB-Pier

Khai báo các thông số, chạy chương trình, được kết quả như sau:

**********************************************

***** Final Maximums for all load cases *****

**********************************************

Result Type Value Load Comb Pile

*** Maximum pile forces ***

Max shear in 2 direction 0.2410E+01 KN 1 0 16

Max shear in 3 direction -0.1769E+02 KN 1 0 3

Max moment about 2 axis -0.3596E+01 KN-M 1 0 3

Max moment about 3 axis -0.5145E+00 KN-M 1 0 15

Max axial force -0.8023E+03 KN 1 0 15

Max torsional force 0.0000E+00 KN-M 0 0 0

Max demand/capacity ratio 0.2084E+00 1 0 15

Do đó: Nmax = 802,3 kN, vậy lấy giá trị là N max = 802,3 kN để kiểm toán.

5.1.2 Kiểm toán sức kháng dọc trục cọc đơn

Công thức kiểm toán sức kháng dọc trục cọc đơn:

Nmax + ∆N ≤ Ptt

Trong đó:

Ptt: Sức kháng tính toán chịu nén của cọc đơn

Nmax: Nội lực tác dụng lớn nhất lên một cọc, Nmax = 802,3 kN

Kiểm toán:

N max + ∆N = 802,3 + 92,216 = 894,516 kN ≤ P tt = 938,968 kN => Đạt

SVTH

5.2 Kiểm toán sức kháng dọc trục của nhóm cọc

Công thức kiểm toán sức kháng dọc trục của nhóm cọc:

g g R

Do vậy sau khi xói lở, đáy bệ không tiếp xúc chặt chẽ với đất, đất trên bề mặt

là mềm yếu, khi đó khả năng chịu tải riêng rẽ của từng cọc phải được nhân với hệ

số hữu hiệu, lấy như sau:

X = = >

65.7

05.42.01(5.7)2,01.(

5

6 Kiểm toán móng theo TTGHSD

6.1 Xác định độ lún ổn định

6.1.1 Xác định ứng suất có hiệu do trọng lượng bản thân các lớp đất theo chiều sâu, tính đến trọng tâm của lớp đất tính lún.

Với mục đích tính toán độ lún của nhóm cọc, tải trọng được giả định tác động

.Tải trọng phân bố theo đường 2:1 theo móng tương đương như hình vẽ

Hình 9 Mô hình quy đổi sang móng tương đương

Db là tính từ lớp đất chịu lực, theo tài liệu khảo sát địa chất lớp 1 là lớp xấu, chỉ

có lớp 2, 3 là lớp tốt, lớp chịu lực

Độ sâu bắt đầu từ lớp 2 (lớp chịu lực) (tức là từ lớp tốt) là: - 5,3 m

⇒ 2Db/3 = 16,47 m

Như vậy móng tương đương nằm trong lớp 3, cách đáy lớp 3 là:

( 34 – 16,47 – 5,3) = 12,23 m

SVTH

Lớp đất tính lún ở bên dưới móng tương đương, có chiều dày như hình vẽ.

Bảng 5: Ứng suất có hiệu các điểm do trọng lượng bản thân

i Z

σ γγ

=

' o

6.1.2 Xác định ứng suất gia tăng do tải trọng ở trạng thái giới hạn sử dụng gây ra

Độ tăng ứng suất có hiệu tại giữa lớp đất do tải trọng ở trạng thái sử dụng gây

ra được xác định theo công thức sau :

=> (B z V)(L z )

i g i g

'

++

=σ

V: Tải trọng thẳng đứng theo trạng thái giới hạn sử dụng, V = 12751,049kN

Zi : Khoảng cách từ vị trí 2Db/3 đến trọng tâm lớp đất cần tính lún

Ta có bảng tính ∆σ'như sau :

SVTH

Bảng 6: Ứng suất có hiệu các điểm do tải trọng ở TTGHSD

Điểm

tương đương)

'σ

0'/ '

Độ tăng ứng suất do tải trọng tác dụng: ∆ =σ' 91,107kN m/ 2

Ứng suất hữu hiệu thẳng đứng cuối cùng tại điểm giữa lớp đất đang xét : σ'f

SVTH

6.2 Kiểm toán chuyển vị ngang của đỉnh cọc

Sử dụng phần mền tính toán nền móng FB-PIER ta tính được chuyển vị theocác phương dọc cầu (X), phương ngang cầu (Y), phương thẳng đứng (Z) tại vị tríđầu mỗi cọc như sau :

*** Maximum pile head displacements ***

Max displacement in axial 0.2270E-02 M 1 0 15

Max displacement in x -0.3577E-04 M 1 0 1

Max displacement in y 0.1119E-02 M 1 0 28

Chuyển vị ngang lớn nhất tại đỉnh cọc là:

Vậy đảm bảo yêu cầu về chuyển vị ngang

SVTH

7 cường độ cốt thộp cho cọc và bệ cọc

7.1 Tớnh và bố trớ cốt thộp dọc cho cọc

Tổng chiều dài cọc dựng để tớnh toỏn và bố trớ cốt thộp là chiều dài đỳc cọc :

Ld = 11 m Ta đi tớnh toỏn và bố trớ cho từng đốt cọc

7.1.1 Tính mô men theo sơ đồ cẩu cọc và treo cọc

Mô men lớn nhất dùng để bố trí cốt thép

Mtt = max(Mmax(1) ; Mmax(2))

Trong đó:

Mmax(1): Mômen trong cọc theo sơ đồ cẩu cọc

Mmax(2): Mômen trong cọc theo sơ đồ treo cọc

 Tính mô men lớn nhất trong cọc theo sơ đồ cẩu cọc

Các móc cẩu đặt cách đầu cọc một đoạn :

a = 0 207L d = 0 207x11 = 2 277 (m) Chọn a = 2,3 m

Trọng lợng bản thân cọc đợc xem nh tải trọng phân bố đều trên cả chiều dài đoạncọc:

q = γ bt.A = 24,5.0,452 = 4,96 (KN/m)

Dới tác dụng của trọng lợng bản thân ta có biểu đồ mô men nh sau :

 Tính mô men lớn nhất trong cọc theo sơ đồ treo cọc

Móc đợc đặt cách đầu cọc một đoạn

b = 0.293Ld = 0.294 11 = 3.2 m

Dới tác dụng của trọng lợng bản thân ta có biểu đồ mô men nh sau :

SVTH

Ta có mặt cắt có giá trị mô men lớn nhất là :

Mmax(2)= 25,761 kN.m

Vậy mô men lớn nhất dùng để bố trí cốt thép là :

Mtt = max(Mmax(1) ; Mmax(2) ) = max(12,903; 25,761) = 25,761 kN.m

 Tính mô men lớn nhất trong cọc theo sơ đồ cẩu cọc

Các móc cẩu đặt cách đầu cọc một đoạn :

)m(210x207.0L

Ta có mặt cắt có giá trị mô men lớn nhất là : Mmax(1)= 10,664 kN.m

 Tính mô men lớn nhất trong cọc theo sơ đồ treo cọc

Móc đợc đặt cách đầu cọc một đoạn

Dới tác dụng của trọng lợng bản thân ta có biểu đồ mô men nh sau :

Ta có mặt cắt có giá trị mô men lớn nhất là :

Mmax(2)= 21,29 kN.m

Vậy mô men lớn nhất dùng để bố trí cốt thép là :

Mtt = max(Mmax(1) ; Mmax(2) ) = max(10,664 ; 21,29) = 21,29 kN.m

7.1.2 Tớnh và bố trớ cốt thộp dọc cho cọc

Ta chọn cốt thộp dọc chủ chịu lực là thộp ASTM A615M

SVTH

Hình 15 Bố trí cốt thép dọc cho cọc

Ta đi tính duyệt lại mặt cắt bất lợi nhất trong trường hợp bất lợi nhất là mặtcắt có mô men lớn nhất trong trường hợp treo cọc:

+) Cọc có chiều dài Ld= 11 m thì Mtt = 25,761 kN.m

Cường độ chịu kéo khi uốn của bê tông là :

Kết luận: Cọc không bị nứt khi cẩu và treo cọc.

• Tính duyệt khả năng chịu lực

Nhận xét : Do cốt thép được bố trí đối xứng, mặt khác ta đã biết bê tông có cường

độ chịu kéo nhỏ hơn nhiều so với cường độ chịu nén vì vậy trục trung hòa lệch vềphía dưới trục đối xứng

SVTH

(1) Kiểm tra hàm lượng cốt thép

Kết luận: Hàm lượng cốt thép chịu kéo và chịu nén đảm bảo

(2) Giả sử cốt thép chịu nén bị chảy, biến dạng của cốt thép chịu nén xác định theocông thức:

c s

y s

f d

f d

β ε

5.645

0,0215 450.400

s s

A

b d

min 1

3.645

450.390

s s

A

b d

' min

280,03 0.03 0.002

420

c y

f f

y s s

f E

Suy ra εs' < εs nên, thực tế cốt thép chịu nén chưa bị chảy

(3) Tính toán ứng suất trong cốt thép chịu nén

fs' = εs' Es = 1,3.10 200000 263,953−3 = MPa

(4) Tính chiều cao khối ứng suất chữ nhật trong vùng bê tông chịu nén:

' ' s '

s

c

(6) Tính lại biến dạng và ứng suất trong cốt thép chịu nén:

fs' = εs' Es = 1,33.10 200000 266,873−3 = MPa suy ra kết quả hội tụ

' ' s '

s

c

(8) Sức khỏng uốn danh định của mặt cắt xỏc định theo cụng thức:

Hay Mn = 458,750656kNm > Mtt = 25,761 kNm

Kết luận: Cốt thộp được chọn và bố trớ như trờn là đảm bảo khả năng chịu lực

Kết luận: Cốt thộp được chọn và bố trớ như trờn là đảm bảo khả năng chịu lực

7.2 Bố trí cốt thép đai cho cọc

Do cọc chủ yếu chịu nén, chịu cắt nhỏ nên không cần duyệt về cờng độ của cốtthép đai Vì vậy cốt thép đai đợc bố trí theo yêu cầu về cấu tạo

+ Đầu mỗi cọc ta bố trí với bớc cốt đai là 50 mm trên một chiều dài là: 1000 mm

+ Tiếp theo ta bố trí với bớc cốt thép đai là 100 mm trên một chiều dài là:1500mm

là : 150 mm

7.3 Chi tiết cốt thép cứng mũi cọc

Đoạn nhô ra khỏi mũi cọc là 50 mm

7.4 Lới cốt thép đầu cọc

do chịu ứng suất cục bộ trong quá trình đóng cọc

7.5 Vành đai thép đầu cọc

SVTH

Đầu cọc đợc bọc bằng một vành đai thép bằng thép bản có chiều dày bằng 10

mm nhằm mục đích bảo vệ bê tông đầu cọc không bị hỏng khi đóng cọc và ngoài

ra còn có tác dụng để hàn nối các đốt cọc trong khi thi công với nhau

7.6 Cốt thép móc cẩu

rất thừa vì vậy ta có thể sử dụng luôn cốt thép móc cẩu làm móc treo khi đó takhông cần phải làm móc thứ 3 tạo điều kiện thuận lợi cho việc thi công và để cọctrong bãi

Khoảng cách từ đầu mỗi đoạn cọc đến mỗi móc neo là a = 2 m = 2000 mm

8 Tớnh mối nối thi cụng cọc

Ta sử dụng mối nối hàn để nối cỏc đoạn cọc lại với nhau Mối nối phải đảm bảocường độ mối nối tương đương hoặc lớn hơn cường độ cọc tại tiết diện cú mối nối

gúc của cọc rồi sử dụng đường hàn để liờn kết hai đầu cọc (đối với cọc đặc, vuụng

ta thường sử dụng mối nối hàn; đối với cọc trũn, ống ta thường sử dụng mối nối bulụng) Ngoài ra để tăng thờm an toàn cho mối nối ta sử dụng thờm 4 thộp bản520x100x10mm được tỏp vào khoảng giữa hai thộp gúc để tăng chiều dài hàn nối

SVTH