5 2 MONG NHOI
Bạn đang xem bản rút gọn của tài liệu. Xem và tải ngay bản đầy đủ của tài liệu tại đây (459.84 KB, 36 trang )
THIẾT KẾ NGÂN HÀNG SACOMBANK BẾN TRE
ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP
CHƯƠNG 3. PHƯƠNG ÁN MĨNG CỌC NHỒI
I. SỐ LIỆU TÍNH TỐN.
1.1. Độ sâu đặt đáy đài và tính tốn cọc.
Dựa vào số liệu địa chất cơng trình, ta thấy lớp đất 1 là lớp đất cát san lấp nên không
xét lớp đất này, các lớp đất 2, 3,4,5 và 6 tương đối tốt và có chiều dày từ 1,6 – 8,3m.
Căn cứ vào tải trọng cơng trình và chỉ tiêu cơ lý của lớp đất thứ 6 ta thấy lớp đất này
khá tốt và có chiều dày tương đối lớn (>20 m) ta có thể chọn lớp đất này để đặt mũi
cọc. Mũi cọc cắm vào lớp đất thứ 6 là 11,6 m.
1.2. Chọn độ sâu đặt đáy đài cọc.
- Chọn chiều sâu chơn móng h m = -4,7m so với cao độ sàn tầng 1, giống như móng cọc
ép. Do đó cao trình tại đáy đài là -(3,2+1,5)= - 4,7m tính từ cao độ cos +0.000.
1.3. Sơ bộ chọn kích thước cọc.
ˉ
ˉ
Chọn cọc khoan nhồi BTCT tiết diện tròn đường kính D = 0,8 m.
Chọn vật liệu đúc cọc.
+ Bê tơng B.25 có: Rb = 14,5(MPa) = 14,5.105 (daN/m2).
Rbt = 1,05(MPa) = 1,05.105 (daN/m2).
+ Cốt thép Ø 8: dùng thép AI có: Rs = Rsc = 225(MPa) = 225.105 (daN/m2).
+ Cốt thép Ø > 8: dùng thép AII có: Rs = Rsc = 280(MPa) = 280.105 (daN/m2).
Cốt đai thép AI: Rsw = 1750 (da/cm2).
� Chọn đai Ø8 có As = 0,503 (cm2) = 0,503.104 m2
�D 2
3,14 �802
5024
4
ˉ Diện tích tiết diện ngang: Acọc = 4 =
cm2 = 0,5024 m2
ˉ Theo quy phạm hàm lượng thép trong cọc nhồi μ = 0,4 - 0,65% và đường kính >
10mm, chọn μ = 0,5%.
As
ˉ
ˉ
ˉ
ˉ
�D 2
3,14 �80 2
�0,5%
�0,5% 25,12cm 2
4
4
Chọn thép 16Ø16 có As = 32,16 cm2
Đoạn đầu cọc ngàm vào đài là 100mm, đoạn thép neo vào đài là 600mm.
Thép đai dùng đai xoắn Ø8a150.
Chiều dài tính tốn của cọc (tính từ mép đáy đài) 31,2 – 2,7 = 28,5 m
Chiều dài tổng cộng của cọc: 28,5 + 0,6+0,1+0,1 = 29,3 m.
Độ mãnh cọc:
29,3
36, 6 � 60
0,8
� Vậy chọn cọc có chiều dài L = 29,3m, đường kính 0,8 m.
SVTH : NGUYỄN NĂNG NAM
LỚP 15HXD03
Trang 162
THIẾT KẾ NGÂN HÀNG SACOMBANK BẾN TRE
ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP
1000
-2.200
1
-3.200 Đất,
cá
t san lắ
p
7600
-4.700
2
Ásé
t, nâ
u và
ng,
Trạng thá
i dẻ
o chã
y
8300
-8.600
3
Ásé
t, nâ
u đỏ
,
Trạng thá
i dẻ
o mề
m
4
-19.600
Ásé
t, nâ
u sậ
m,
Trạng thá
i dẻ
o cứ
ng
5
Ásé
t lẫ
n sỏ
i sạn, và
ng nâ
u,
Trạng thá
i dẻ
o mề
m
6
Cá
t lẩ
n ít sỏ
i sạn,
nâ
u và
ng,
Kế
t cấ
u chặ
t vừ
a
15400
1600
1100
-16.900
-31.200
-35.000
Hình 1.2 Mơ hình tính tốn móng cọc nhồi.
II. TÍNH TỐN SỨC CHỊU TẢI CỦA CỌC.
2.1. Sức chịu tải theo vật liệu làm cọc.
Pvl cb . cb ' .Rb �Ab Rs �As
Trong đó:
o Ab= 0,5024 m2 – là diện tích tiết diện cọc.
o Rb = R/4,5T/m2 – là cường độ tính tốn của bê tông cọc nhồi khi đổ bê tông trong
dung dịch Bentonite thì Rb khơng lớn hơn 6Mpa = 600 T/m2
Mác thiết kế của bê tơng B.25 thì R = 35Mpa .
SVTH : NGUYỄN NĂNG NAM
LỚP 15HXD03
Trang 163
THIẾT KẾ NGÂN HÀNG SACOMBANK BẾN TRE
Rb
ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP
R
3500
777,8
4,5
4,5
T/m2
Vì đổ bê tơng trong dung dịch Bentonite nên Rb = 600 T/m2
o Rs – là cường độ tính toán của cốt thép, xác định như sau:
+ Với thép < Ø28 Rs = Rc/1,5 nhưng không lớn hơn 220 Mpa.
+ Với thép > Ø28 Rs = Rc/1,5 nhưng không lớn hơn 200 Mpa.
Rc – là giới hạn chảy của cốt thép.
o Ab – là diện tích cốt thép dọc trong cọc. Ab = 32,16 cm2
Với thép Ø16 Rc = 30000 T/m2
Rs
ˉ
Rc 30000
20000
1,5
1,5
T/m2
o γcb=0,85 kể đến đổ bêtông trong khoảng không gian chật hẹp của hố khoan, ống
vách
o γ′cb: kể đến phương pháp thi công cọc, trường hợp phổ biến là cọc khoan nhồi
tương ứng, (không dùng ống vách) γ′cb=0,7.
Khả năng chịu tải của cọc theo cường độ vật liệu.
Pvl 0,85 �0, 7 �600 �0,5024 20000 �32,16.10 4 376, 45
T.
2.2. Sức chịu tải của cọc theo chỉ tiêu cơ lý của đất nền.
(Phụ lục G - TCVN 10304- 2014).
ˉ Công thức xác định sức chịu tải của đất nền như sau:
Rc ,u c �( cq �qb �Ab u � cf �f i �li )
Trong đó:
o γc – hệ số điều kiện làm việc của cọc trong đất. γc = 1.
o γcq – hệ số điều kiện làm việc của đất dưới mũi. γcq = 1,1.
o γcf – hệ số điều kiện làm việc của cọc trong đất. γc = 1,0.
(Tra bảng 4 trang 26 - 27 TCVN 10304 -2014).
o qb – cường độ sức kháng của đất dưới mũi cọc. Tại độ sâu Z = 32,0 (m) đất cát ít
sỏi sạn, nâu vàng. Tra bảng 2 trang 23-24 TCVN 10304 -2014.
Có qb = 3850 kPa/m2 = 385 T/m2.
o Ap - diện tích tiết diện ngang mũi cọc Ap = 0,5024 m2
o u - chu vi thân cọc, u = πD = 3,140,8 = 2,512 m.
o li – chiều dài đoạn cọc nằm trong lớp đất thứ i.
o fi – cường độ sức kháng trung bình của lớp đất thứ i trên thân cọc. Được tính bằng
cách tra bảng 3 trang 25 TCVN 10304 - 2014. Chia đất nền thành các lớp đất đồng
nhất như hình vẽ (Chiều dày mỗi lớp lấy ≤ 2m). Ở đây Zi và H lấy từ cốt thiên
nhiên.
� Sức chịu tải của cọc theo chỉ tiêu cơ lý của đất nền.
Rc ,u c �( cq �qb �Ab u � cf �f i �li ) 1�(1,1�385 �0,5024 2,512 �162, 77) 621, 64
T
SVTH : NGUYỄN NĂNG NAM
Trang 164
LỚP 15HXD03
THIẾT KẾ NGÂN HÀNG SACOMBANK BẾN TRE
ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP
-3.200
1600
5
6
-19.600
-31.200
Z1=29700
Z1=26950
Z1=28450
Z1=23950
Z1=25450
Z1=20950
Z1=17800
Z1=15500
Z1=12850
Z1=9850
Z1=11350
Z1=14350
Z1=16450
Z1=19400
Z1=22450
1500
1500
1000 1500
Cá
t lẩ
n ít sỏ
i sạn,
nâ
u và
ng,
Kế
t cấ
u chặ
t vừ
a
1500
1500
1500
1500
1600
1100
4
15400
-16.900
1500
Ásé
t, nâ
u đỏ
,
Trạng thá
i
dẻ
o mề
m
1100 800 1500
3
1600
8300
1500
1500
-8.600
Z1=6800
2000
Ásé
t, nâ
u và
ng,
Trạng thá
i
dẻ
o chã
y
2000
2
1600
7600
-4.700
Z1=8350
Đấ
t, cá
t san lắ
p
Z1=3000
1
Z1=5000
1000
-2.200
-35.000
Hình 3.1. Sơ đồ xác định hệ số ma sát thành cọc.
SVTH : NGUYỄN NĂNG NAM
LỚP 15HXD03
Trang 165
THIẾT KẾ NGÂN HÀNG SACOMBANK BẾN TRE
ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP
Bảng 3.1. Bảng tính giá trị sức chịu tải của đất nền.
Lớp đất
mfi
2.Á sét, trạng thái thay đổi
từ dẻo mềm
0,6
3.Á sét, màu nâu đỏ đốm
vàng, trạng thái dẻo mềm
0,6
4.Á sét, trang thái dẻo cứng
5. Á sét lẩn ít sỏi sạn laterite
0,6
0,6
6.Cát, trạng thái chặt vừa
đến mịn lẩn ít sỏi sạn
0,6
li
(m)
2,0
2,0
1,6
1,5
1,5
1,5
1,5
1,5
0,8
Zi
(m)
3,00
5,00
6,80
8,35
9,85
11,35
12,85
13,35
15,50
Độ sệt
IL
1,1
1,6
1,6
1,5
1,5
1,5
1,5
1,5
1,5
1,0
16,45
17,80
19,40
20,85
22,45
23,95
25,45
26,95
28,45
29,70
0,28
0,29
0,51
0,42
0
γcf.fi.li(T/m)
ˉ
fi
(T/m2)
2,17
2,36
2,43
3,15
3,24
3,33
3,42
3,50
3,59
γcf.fi.li
(T/m)
4,34
4,72
3,65
4,73
4,86
5,00
5,13
5,25
2,87
5,87
5,79
8,06
8,27
8,48
8,69
8,90
9,32
9,53
9,74
6,46
9,26
12,09
12,41
12,72
13,04
13,35
13,98
14,30
14,61
162,77
Sức chịu tải cho phép của cọc theo chỉ tiêu cơ lý.
R
N c ,d � 0 �Rc , d
Rc ,d c ,k
n
k
Với :
Trong đó:
Nc,d: Trị tính tốn tải trọng nén tác dụng lên cọc.
Rc,k: Trị tiêu chuẩn sức chịu tải trọng nén của cọc. Rc,k = Rc,u min = 621,64 T
γ0: Hệ số điều kiện làm việc, kể đến yếu tố tăng mức độ đồng nhất của đất nền khi sử
dụng móng cọc lấy bằng 1,15 đối với móng nhiều cọc.
γn: Hệ số tin cậy về tầm quan trọng của cơng trình thuộc nhà ở γn =1,15 (tra phụ lục F).
γk: Hệ số tin cậy theo đất lấy như sau:
Móng có từ 1 – 5 cọc γk = 1,75
Móng có từ 6 – 10 cọc γk = 1,65
Móng có từ 11 – 20 cọc γk = 1,55
Dự tính bố trí từ 1 – 5 cọc chọn γk = 1,75.
� Sức chịu tải cho phép của cọc theo chỉ tiêu cơ lý.
Rc ,d
621, 64
355, 23
�
Nc ,d
1, 75
T
1,15
355, 23 355, 23
1,15
T
2.3. Sức chịu tải của cọc theo chỉ tiêu cường độ của đất nền.
SVTH : NGUYỄN NĂNG NAM
LỚP 15HXD03
Trang 166
THIẾT KẾ NGÂN HÀNG SACOMBANK BẾN TRE
-
ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP
Sức chịu tải cho phép của cọc tính theo cơng thức:
Rcc,du Q p Qs qb . Ab u �f i .li
Thành phần ma sát giữa cọc và đất:
Qs u �li . fi
Trong đó:
+ u - chu vi thân cọc, u = πD = 3,140,8 = 2,512 m.
Đối với đất dính:
� fi �Cu
Cu tra theo SPT
Cu 6, 25 �Ni
Đối với đất cát
� f i n �tg
+ Ứng suất hữu hiệu trong đất theo phương vng góc với mặt bên cọc
ứng suất pháp hữu hiệu theo phương thẳng đứng trung bình của
'v , z � i �li :
các lớp đất do trọng lượng bản thân đất gây ra, T/m2
+ δi: góc ma sát giữa thân cọc và đất nền, cọc bê tông cốt thép hạ bằng phương pháp ép lấy
δi=φi
= > thành phần ma sát giữa cọc và đất
Qs As f i u �f ili
Vậy thành phần ma sát giữa cọc và đất là:
Qs As . fi u �fi .li 2,512 �158, 70 398, 65T
-
Kết quả tính tốn sức chịu tải Qs được trình bày trong bảng
Bảng 3.2. Bảng tính giá trị sức chịu tải của đất nền.
Lớp
đất
2
2
3
4
5
6
li
(m)
5.6
4,2
8,3
1,1
1,6
11,6
i
’hi
vi
2
3
(T/m ) (T/m )
(T/m2)
1,746
4,746
5,950
0,813
7,676
9,622
0,858 12,944
15,261
0,95
17,027
18,788
0,95
18,309
21,050
0,976 24,988
23,759
fsi.li
Sức chịu tải cực hạn ở thân cọc Qs = u.fsi.li
Cai
ai
2
(T/m ) (độ)
0,665
6
0,665
6
0,784 9,08
1,092 12,23
0,609 10,3
0,189
28
fsi
(T/m2)
1,290
1,676
3,223
5,164
4,434
8,922
fsi.li
(T/m)
7,22
7,33
27,57
5,82
7,27
103,49
158,70
398,65
Thành phần sức kháng mũi cọc:
Qp qb Ab
Do đất dưới mũi cọc là đất rời nên cường độ sức kháng dưới mũi cọc:
q p (cN 'c q ' , p N ' q ) Ab
: ứng suất pháp hữu hiệu theo phương thẳng đứng tại độ sâu mũi cọc do
trọng lượng bản thân đất , kN/m2
� i �
hi 24, 011(T / m 2 )
q ' , p
q ' , p
c=0,027 T/m2 : lực dính dưới mũi cọc.
SVTH : NGUYỄN NĂNG NAM
LỚP 15HXD03
Trang 167
THIẾT KẾ NGÂN HÀNG SACOMBANK BẾN TRE
ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP
Tra sách “NỀN MÓNG” của tác giả Châu Ngọc Ẩn Nhà xuất bản Đại học quốc gia
TP.HCM trang 174, ta được:
N = 9,7; N’q= 17,808; N’c = 31
q p (cN 'c q ' , p N ' q ). Ab (0, 027 �31 24, 011 �17,81) �0, 5024 215, 25(T / m 2 )
� Q p 0,5024 �215, 25 108,14(T )
Sức chịu tải của cọc theo chỉ tiêu cường độ đất nền:
Rcc,du Q p Qs 398, 65 108,14 506, 79(T )
Vậy sức chịu tải của cọc chọn giá trị nhỏ nhất
Rc ,u min( Rccl,u ; Rcc,du ) min(621, 64;506, 79) 506, 79T
-
Theo 7.1.11 TCVN 10304-2014: sức chịu tải cực hạn của đất nền.
Rc ,d
Rc ,u
k
min(
Rccl,u Rccd,u
621, 64 506, 79
;
)(
;
) (355, 23; 289,56) 289,56 T
k k
1, 75
1, 75
- Ta lấy hệ số tin cậy γk=1,75 (dự kiến từ 1-5 cọc)
Thiên về an toàn, tải trọng thiết kế phải là giá trị nhỏ nhất trong ba giá trị sức chịu tải
tính tốn ở trên:
P(TK ) min Pvl ; N c ,d ; Rcc,du min 376, 45 ;355, 23 ; 289,56 289,56(T )
III. TÍNH TỐN MĨNG CỌC.
3.1. Tính tốn móng M1: (Móng trục A và trục D).
ˉ Giá trị lực dọc ở các bảng sau đã cộng thêm tải trọng ở tầng hầm tính tốn ở trên là
P = 44,3(T). Do tải trọng truyền xuống móng 2A và 2D chênh lệch nhau không quá
20% nên để đơn giản trong quá trình tính tốn ta lấy tải trọng lớn nhất trong 2 móng
tiến hành tính tốn và bố trí cho móng cịn lại.
ˉ
Tại chân cột trục A móng M1 có các nội lực như sau:
Tải trọng tính tốn:
Bảng 3.3. Bảng nội lực tính tốn móng M1.
Tầng
Cột
HAM
HAM
HAM
C18
C18
C18
Tên
tổ hợp
COMB14
COMB49
COMB28
P
(T)
366.92
327.98
326.24
V2
(T)
1.96
1.92
2.96
V3
(T)
2.55
3.45
2.23
M2
(T.m)
2.61
5.11
2.24
M3
(T.m)
-2.39
-2.27
-4.48
M2
(T.m)
2.27
M3
(T.m)
-2.07
Tải trọng tiêu chuẩn:
Bảng 3.4. Sơ đồ nội lực móng M1.
Tầng
Cột
HAM
C18
SVTH : NGUYỄN NĂNG NAM
Tên
tổ hợp
COMB14
P
(T)
319.06
V2
(T)
1.7
LỚP 15HXD03
V3
(T)
2.21
Trang 168
THIẾT KẾ NGÂN HÀNG SACOMBANK BẾN TRE
HAM
HAM
ˉ
C18
C18
COMB49
COMB28
ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP
285.2
283.69
1.67
2.6
3
1.93
4.45
1.95
-2
-3.9
Áp lực tính tốn do phản lực đầu cọc tác dụng lên đáy đài.
Ptk
289,56
50, 27
2
(3 �d )
(3 �0,8) 2
T
P tt
3.1.1. Chọn sơ bộ diện tích đáy đài.
Fsb
N ott
p tt tb �hm �n
tb : trọng lượng trung bình của đất và đài tb = 2 T
hm : chiều sâu đặt đài móng hm = 2,7 m
n
�
: hệ số vượt tải n = 1,2
Fsb
366,92
8,37
50, 27 2 �2, 7 �1, 2
m2
3.1.2. Xác định số lượng cọc.
ˉ Trọng lượng sơ bộ của đài cọc và đất trên đài (cả phần đất tôn nền).
N dtt n �Fsb �h � tb 1, 2 �8,37 �2, 7 �2 54, 23
ˉ
Lực dọc tính tốn xác định đến cốt đế đài.
N tt N 0tt N dtt 366,92 54, 23 421,15
ˉ
T
T
Số lượng cọc sơ bộ.
nc
N tt
421,15
�
�1,3 1,89
Ptk
289,56
cọc
: hệ số xét đến sự ảnh hưởng của moment tác dụng lên cọc lấy từ (1,01,5)
� Chọn 2 cọc để bố trí cho móng M1.
ˉ Hệ trục OXY là hệ trục quán tính chính của hệ cọc.
ˉ Diện tích thực tế của đài.
Fdtt ld �bd 4, 0 �1, 6 6, 4
ˉ
m2
Trọng lượng tính tốn của đài và đất trên đài.
N dtt n �Fdtt �h � tb 1,1�6, 4 �2, 7 �2 38, 01
ˉ
T
Tổng lực dọc tính tốn thực tế tác dụng xác định đến cốt đế đài:
N tt N 0tt N dtt 366, 92 38, 01 404,93
SVTH : NGUYỄN NĂNG NAM
T
LỚP 15HXD03
Trang 169
THIẾT KẾ NGÂN HÀNG SACOMBANK BẾN TRE
ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP
4000
800
1200
1200
800
1600
800
800
800
600
1600
800
600
800
2400
800
4000
A
Hình 2.5. Mặt bằng bố trí cọc móng M1.
3.1.3. Tính tốn chiều cao đài cọc.
-
tt
Kích thước đài : Fd ld �bd 4 �1, 6 m2
-
Chiều cao đài cọc được xác định theo điều kiện đâm thủng.
-
Giả thuyết chiều cao đài cọc hđ = 1,5 m.
hđ = 1,5m → ho = 1,5 – 0,15 = 1,35 m
-
-
Dựa vào hình vẽ trên, ta thấy tháp chọc thủng khơng bao trùm tồn bộ cọc. Do đó đài có
khả năng bị đâm thủng.
Cột chọc thủng móng theo hình tháp nghiêng về các phía góc 45 0, ta vẽ tháp chọc thủng
thì thấy tháp chưa bao hết phạm vi các cọc. Như vậy đài cọc có thể bị chọc thủng, nên
cần kiểm tra điều kiện chọc thủng.
Lực chống xuyên thủng đài:
-
Chu vi đáy tháp chọc thủng.
-
ud 2 � Bo Lo 2 � 1, 6 4, 0 11, 2 m
-
Chu vi đỉnh tháp chọc thủng
ut 2 � bc hc 2 � 0, 6 0,6 2, 4 m
-
Chu vi trung bình tháp chọc thủng.
utb
ud ut 11, 2 2, 4
6,8 m
2
2
� Fcx 0, 75 �1, 05 �103 �6,8 �1,35 7229, 25 kN 722,92(T )
SVTH : NGUYỄN NĂNG NAM
LỚP 15HXD03
Trang 170
2
THIẾT KẾ NGÂN HÀNG SACOMBANK BẾN TRE
ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP
Lực gây xuyên thủng đài: Fxt: Là phản lực của các đầu cọc nằm ngoài tháp chọc thủng.
Fxt �N tt 404,93 T
� Fcx 722,92 T Fxt 404,93 T
KẾT LUẬN: Chiều cao đài đảm bảo điều kiện chọc thủng.
3.1.4. Kiểm tra áp lực tính tốn xuống đầu cọc.
- Tải trọng cơng trình tác dụng lên đầu cọc.
tt
min
P
tt
N tt M y .xmin M xtt . ymin
n
�xi2 �yi2
Trong đó:
nc = 2: số lượng cọc.
M xtt M 0ttx Q0tty �hd 2, 61 2,55 �1,5 6, 43
M M
tt
y
tt
0y
Q �hd 2,39 1,96 �1, 5 5,33
tt
0x
T.m
T.m
xmax 1, 2 m : khoảng cách từ tâm cọc biên đến tâm đài.
ymax 1, 2 m : khoảng cách từ tâm cọc biên đến tâm đài.
�x
�y
�
2
i
(1�1, 22 ) (1�1, 22 ) 2,88
2
i
(1�1, 22 ) (1�1, 2 2 ) 2,88
tt
Pmax
min
m2
m2
404,93 5,33 �1, 2 6, 43 �1, 2
�
�
2
2,88
2,88
tt
�Pmax
207,38T
�
� � tt
�Pmin 197,56T
ˉ
Trọng lượng tính tốn của cọc.
Pc Acoc �lc � �n 0,5024 �29,3 �2,5 �1,1 40, 48 T
ˉ
Điều kiện kiểm tra:
tt
tk
Pmax
Pc 207,38 40, 48 247,86T Pmin
289,56T
tt
Pmin
197, 56T 0
Như vậy thỏa mãn điều kiện lực lớn nhất truyền xuống cọc nên không phải kiểm tra
theo điều kiện chống nhổ.
SVTH : NGUYỄN NĂNG NAM
LỚP 15HXD03
Trang 171
THIẾT KẾ NGÂN HÀNG SACOMBANK BẾN TRE
1700
ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP
1700
1500
600
1600
800
2
800
800
600
1600
800
600
800
2400
800
4000
A
Hình 2.4. Xác định chiều cao đài móng M1 theo tháp chọc thủng.
3.1.5. Kiểm tra khả năng chịu tải của đất nền.
ˉ Nền của móng cọc chống biến dạng rất ít, luôn thỏa mãn điều kiện biến dạng, nên
không cần phải tính lún. Móng cọc ma sát cần phải kiểm tra điều kiện biến dạng, tức
là phải tính lún.
ˉ Người ta quan niệm rằng nhờ ma sát giữa mặt xung quanh cọc và đất, tải trọng của
móng được truyền lên diện tích rộng hơn, xuất phát từ mép cọc ngồi tại đáy đài (khi
móng cọc đài thấp) và ngiêng một góc .
tc
tc
�
max
�1, 2 �Rqu
�
� tc
min �0
(T / m 2 )
�
�
tb �Rqutc
�
ˉ Điều kiện kiểm tra:
tc
max
min
N tc
6 �e
�(1 �
)
Fqu
lqu
Trong đó:
tc
N tc N 0tc N qu
SVTH : NGUYỄN NĂNG NAM
LỚP 15HXD03
Trang 172
THIẾT KẾ NGÂN HÀNG SACOMBANK BẾN TRE
N 0tc 319, 06
T
tc
N qu
Fqu �H qu �
ˉ
Ta có
tb
1 �h1 2 �h2 3 �h3 4 �h4
h1 h2 h3 h4
tb =
ˉ
: trọng lượng của móng khối quy ước.
tb
4 (góc mở của khối móng qui ước).
l
l
i i
ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP
i
60 x5,9 905'' x8,3 12014'' x1,1 10018'' x1, 6 280 x11, 6
5,9 8,3 1,1 1, 6 11, 6
=
= 16o20’
tb 16o 20 '
4o 05'
4
4
Chiều dài của đáy khối qui ước.
lqu L 2 �lc �tg 4 2 �29,3 �tg 4o 05' 8,18
ˉ
m.
Bề rộng của đáy khối qui ước.
bqu B 2 �lc �tg 1, 6 2 �29,3 �tg 4o 05' 5, 72
ˉ
Diện tích của đáy khối qui ước.
ˉ
m2 .
Chiều cao của khối móng quy ước.
ˉ
ˉ
ˉ
ˉ
m.
Fqu lqu �bqu 8,18 �5, 72 46, 78
H qu lc hm 29,3 1,5 30,8
m.
Trọng lượng của móng khối quy ước ( từ mặt đất đến đế đài).
N1tc Fqu �hqu � tb 46, 78 �2, 7 �2 252, 61
T
Trọng lượng khối móng qui ước trong phạm vi từ đáy đài đến hết lớp 2.
N 2tc Fqu nc Fc �h1 � 1 46, 78 29 �0,5024 �5, 6 �1, 746 314,94
T
Trọng lượng khối móng qui ước trong phạm lớp đất 3.
N 3tc Fqu nc Fc �h2 � 2 46, 78 2 �0, 5024 �8, 3 �1, 767 671,34
T
Trọng lượng khối móng qui ước trong phạm lớp đất 4.
N 4tc Fqu nc Fc �h3 � 3 46, 78 2 �0,5024 �1,1 �1,876 94, 46
T
Trọng lượng khối móng qui ước trong phạm lớp đất 5.
N 5tc Fqu nc Fc �h4 � 4 46, 78 2 �0,5024 �1, 6 �1,876 137,39
T
ˉ
Trọng lượng khối móng qui ước trong phạm lớp đất 6.
ˉ
T
Trọng lượng tiêu chuẩn của cọc BTCT trịn đường kính 0,8m dài 29,3m.
N 6tc Fqu nc Fc �h4 � 4 46, 78 2 �0,5024 �11, 6 �1,905 1011,54
Qctc nc �Fc �Lc � 2 �0,5024 �29,3 �2,5 73, 6
T
� Tổng trọng lượng khối móng qui ước:
SVTH : NGUYỄN NĂNG NAM
LỚP 15HXD03
Trang 173
THIẾT KẾ NGÂN HÀNG SACOMBANK BẾN TRE
ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP
tc
N qu
N1tc N 2tc N 3tc N 4tc N 5tc N 6tc Qctc
252,61 314,94 671,34 94, 46 137,39 1011,54 73,6 2555,88 T
ˉ
Trị tiêu chuẩn lực dọc trên đáy khối móng quy ước.
tc
N tc N 0tc N qu
319, 06 2555,88 2874,94
ˉ
T
Mô men tiêu chuẩn.
M xtc M oxtc Qoytc �H d 2, 27 2, 21�1,5 5,58 Tm
M ytc M oytc Qoxtc �H d 2, 07 1, 7 �1,5 4, 62 Tm
+ Độ lệch tâm theo phương X:
ex
M ytc
N
tc
4, 62
0, 0001m
2555,88
M xtc
5,58
e y tc
0, 0002m
N
2555,88
+ Độ lệch tâm theo phương Y:
� Vậy áp lực tiêu chuẩn tại đáy khối quy ước.
N tc � 6ex 6e y � 2555,88 � 6 �0, 0001 6 �0, 0002 �
tc
max
1
1
54, 64T / m 2
�
�
�
�
Lqu �Bqu � Lqu Bqu � 8,18 �5, 72 �
8,18
5, 72 �
N tc � 6ex 6e y � 2555,88 � 6 �0, 0001 6 �0, 0002 �
tc
2
min
1
1
�
�
� 54, 6T / m
Lqu �Bqu � Lqu Bqu � 8,18 �5, 72 �
8,18
5,
72
�
�
ˉ
min 54, 64 54, 6
tb max
54, 62
2
2
T/m2
ˉ
Cường độ tiêu chuẩn của đất ở đáy khối qui ước.
tc
Rqu
m1 �m2
� A �bqu � II B �H qu � II' D �CII
ktc
Trong đó:
o m1, m2 : hệ số điều kiện làm việc của nền, hệ số điều kiện làm việc của nhà.
Tra bảng 3-1 trang 27 – tài liệu Nền và Móng – thầy Nguyễn Văn Quảng
� m1 = 1,2 ; m2 = 1,3
o ktc : hệ số tin cậy, ktc = 1.
o II : dung trọng đẩy nổi của lớp đất ngay dưới đáy khối.
II dn4 0,976 T/m3
II' : dung trọng đẩy nổi trung bình của các lớp đất từ đáy khối trở lên.
1
3
4
5
tb �h1 dn
�h2 dn2 �h3 dn
�h4 dn
�h5 dn
�h6
h1 h2 h3 h4 h5 h6
2 �1,8 0,813 �7,6 0,858 �8,3 0,95 �1,1 0,95 �1,6 0,976 �11,6
0,962
1,8 7, 6 8,3 1,1 1, 6 11, 6
T/m3
o CII = 0,027(T/m3) – là lực dính của lớp đất tại mũi cọc.
o A,B,D : là hệ số tra bảng phụ thuộc vào góc ma sát trong của đất dưới đáy khối
móng.
II'
SVTH : NGUYỄN NĂNG NAM
LỚP 15HXD03
Trang 174
THIẾT KẾ NGÂN HÀNG SACOMBANK BẾN TRE
ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP
o φ = 28o0’: tra bảng 1.2 trang 64 sách "Nền móng" của tác giả Nguyễn Văn
Quảng, nội suy ta hệ số sức chịu tải được: A = 0,98; B = 4,93; D = 7,4.
1, 2 �1,3
� 0,98 �5, 72 �0,976 4,93 �30,8 �0,962 7, 4 �0, 027
1
tc
Rqu
236, 72
2
tc
Rqu
T/m
1000
-2.200
1
Đấ
t, cá
t san lắ
p
-3.200
7600
-4.700
Ásé
t, nâ
u và
ng,
Trạng thá
i
dẻ
o chã
y
2
8300
-8.600
Ásé
t, nâ
u đỏ
,
Trạng thá
i
dẻ
o mề
m
3
15400
1600 1100
-16.900
4
5
-19.600
4°05'
4°05'
6
Cá
t lẩ
n ít sỏ
i sạn,
nâ
u và
ng,
Kế
t cấ
u chặ
t vừ
a
-31.800
8180
-35.000
Hình 2.7. Sơ đồ xác định khối móng qui ước của cọc.
SVTH : NGUYỄN NĂNG NAM
LỚP 15HXD03
Trang 175
THIẾT KẾ NGÂN HÀNG SACOMBANK BẾN TRE
ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP
tc
tc
�
max
54, 64(T / m 2 ) 1, 2 �Rqu
1, 2 �236, 72 284, 06(T / m 2 )
�
� tc
min 54, 6(T / m 2 ) 0
�
�
tb 54, 62(T / m 2 ) Rqutc 236, 72(T / m 2 )
�
ˉ Điều kiện kiểm tra:
Thỏa điều kiện sức chịu tải của đất nền. Thỏa mãn điều kiện đất nền ở đáy khối móng
quy ước làm việc trong giới hạn đàn hồi nên có thể áp dụng bài tốn tính lún theo
phương pháp tổng phân tố.
3.1.6. Kiểm tra lún cho móng.
Ta tính tốn độ lún của móng cọc là tính lún của cả khối móng quy ước. Trong trường
hợp này, ta tính lún tại mặt cắt ngang mũi cọc trở xuống. Đất nền từ mũi cọc trở xuống có
chiều dày khá lớn, đáy khối móng quy ước có diện tích nhỏ nên ta dùng mơ hình nền là nửa
khơng gian, biến dạng tuyến tính để tính tốn.
S �S 10cm
gh
Điều kiện:
ˉ Theo TCVN 10304 – 2014 phụ lục E trang 77 đối với nhà nhiều tầng dân dụng khung
bê tông cốt thép ta được: Sgh = 10cm.
a) Ứng suất bản thân và ứng suất gây lún
Phạm vi tính lún là từ mũi cọc trở xuống.
ˉ Ứng suất do trọng lượng bản thân của đất nền.
bt
+ Tại mặt nền: Z 0 � z 0
+ Tại đáy lớp đất thứ 2: Z2 = 7,6m
Zbt2 Zbt2 3 �h3 (1, 746 �7, 6) 13, 27 T/m2
+ Tại đáy lớp đất thứ 3: Z3 = 8,3m
Zbt3 Zbt2 3 �h3 13, 27 (1, 767 �8,3) 27,94 T/m2
+ Tại đáy lớp đất thứ 4: Z4 = 1,1m
Zbt4 Zbt3 4 �h4 27,94 (1,876 �1,1) 30, 0 T/m2
+ Tại đáy lớp đất thứ 5: Z5 = 1,6m
Zbt5 Zbt4 5 �h5 30, 0 (1,876 �1, 6) 33, 01 T/m2
+ Tại đáy khối qui ước: Z6 = 11,6 m
Zbt6 Zbt5 6 �h6 33, 01 (1, 905 �11, 6) 55,11 T/m2
ˉ
Ứng suất gây lún ở đáy khối qui ước:
Zgl tbtc bt 66,82 55,11 11, 71 T/m2
ˉ
Chia nền đất dưới đáy khối thành các lớp phân tố có chiều dày bằng nhau và có chiều
dày nhỏ hơn 0,2bqu
0,2bqu = 0,2 × 8,18 = 1,636m (chọn mỗi lớp dày 1,5m).
Ta chia đất nền dưới đáy khối móng quy ước thành các lớp phân tố dày h i = 1,5m, kết
quả tính tốn được trình bày trong bảng.
SVTH : NGUYỄN NĂNG NAM
LỚP 15HXD03
Trang 176
THIẾT KẾ NGÂN HÀNG SACOMBANK BẾN TRE
ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP
Bảng 3.5. Bảng xác định ứng suất gây lún tại mũi cọc.
Món
g
Lớp Đất
Điể
m
0
Lớp đất thứ
6 có σ6dn =
0,94 T/m2
M1
1
2
3
4
5
6
Zi
(m
)
lqu/bqu
0.0
1.5
2Z/bqu
0.00
8.18/5.7
2 =1.43
0.52
3.0
1.05
4.5
1.57
6.0
2.10
7.5
2.62
9.0
3.15
σzigl
σtb
0.2*σbt
(T/m2)
(T/m2)
(T/m2)
11.71
42.91
8.58
11.30
43.32
8.66
9.89
44.73
8.95
7.99
46.63
9.33
6.18
48.44
9.69
5.55
49.07
9.81
3.82
50.80
10.16
k0
1.00
0
0.96
5
0.84
5
0.68
2
0.52
8
0.47
4
0.32
6
b) Tính lún.
Ứng suất gây lún cho các lớp đất được tính bằng công thức:
Zigl k0 � Zgl
l qu 2 z
;
bqu bqu
: tra bảng 2.7 trang 69 và nội suy.
trong đó : k0
ˉ
ˉ
Giới hạn nền lấy đến điểm 3 ở độ sâu Z = 3,0m kể từ đáy khối qui ước, ta thấy thoả
mãn điều kiện sau :
Zgl 7, 99(T / m 2 ) 0, 2 � bt 0, 2 �46, 63 9,33 T/m2
12
S
�hi �� zigl
E0
i 1
Nội lực của nền:
= 0,8 (qui phạm cho phép trong mọi trường hợp).
SVTH : NGUYỄN NĂNG NAM
LỚP 15HXD03
Trang 177
THIẾT KẾ NGÂN HÀNG SACOMBANK BẾN TRE
ˉ
ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP
E0: Mô đun biến dạng của nền đất dưới mũi cọc. E0 = 1720 T/m2
= 1,2cm.
Theo TCVN 10304 – 2014 phụ lục E trang 77 đối với nhà nhiều tầng dân dụng khung
bê tông cốt thép ta được: Sgh = 10cm.
S = 1,2 cm < Sgh = 10 cm. Như vậy điều kiện lún được thoả mãn.
SVTH : NGUYỄN NĂNG NAM
LỚP 15HXD03
Trang 178
THIẾT KẾ NGÂN HÀNG SACOMBANK BẾN TRE
ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP
1000
2.200
Đấ
t, cá
t san lắ
p
1
-3.200
7600
-4.700
Ásé
t, nâ
u và
ng,
Trạng thá
i
dẻ
o chã
y
2
-8.600
8300
13,27
Ásé
t, nâ
u đỏ
,
Trạng thá
i
dẻ
o mề
m
3
-16.900
15400
1600 1100
27,94
4
30,00
5
-19.600
33,01
Cá
t lẩ
n ít sỏ
i sạn,
nâ
u và
ng,
Kế
t cấ
u chặ
t vừ
a
6
42,91
43,32
11,71
-31.800
11,30
44,73
9,89
s tb
(T/m2)
s gl
(T/m2)
-35.000
Hình 2.6. Biểu đồ phân bố ứng suất móng M1.
3.1.7. Tính tốn cốt thép đài cọc.
ˉ Đài tuyệt đối cứng tính đài cọc theo cấu kiện chịu uốn, xem đài cọc như một dầm
consol ngắn được ngàm tại mép cột. Tải trọng tác dụng là phản lực đặt tại tâm đầu cọc.
ˉ Sơ đồ tính như dầm consol một đầu ngàm vào mép cột và một đầu tự do.
ˉ Dùng mặt ngàm I – I đi qua mép cột theo phương cạnh dài của cột trục A (phương trục
X), và mặt ngàm II – II đi qua mép cột theo phương cạnh ngắn của cột trục A (phương
trục Y).
SVTH : NGUYỄN NĂNG NAM
LỚP 15HXD03
Trang 179
THIẾT KẾ NGÂN HÀNG SACOMBANK BẾN TRE
ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP
X
4000
1200
900
800
600
800
II
MII
1600
II
2
Y
P1+P2
800
600
2
800
1600
1
300
800
900
1200
400
400
800
800
2400
800
4000
A
Hình 2.9. Sơ đồ tính thép đài cọc móng M1.
Ta tính tốn các phản lực đầu cọc theo cơng thức:
ˉ
tt
N tt M y �xi M xtt �yi
n
�xi2 �yi2
Pi
Kết quả tính tốn thể hiện ở bảng sau:
Bảng 3.6. Bảng tính phản lực đầu cọc các móng M1.
Cọc
xi
1
2
(m)
-1.50
0.90
yi
xi2
yi2
n
(cọc
2
2
(m)
(m ) (m )
)
-0.30 2.25 0.09
2
-0.30 0.81 0.09
2
Ntt
Mytt*xi Mxtt*yi
(T)
404.93
404.93
(T.m)
-5.66
3.39
Σxi2
Σyi2
Pi
(T.m) (m2) (m2)
(T)
-1.55
3.1
0.2 192.02
-1.55
3.1
0.2 194.97
Tính tốn cốt thép móng M1.
Thép theo phương X:
ˉ Vì theo phương cạnh ngắn khơng có liên kết ngàm nên chỉ xem như thép cấu tạo
Chọn Ø16a200
Thép theo phương Y:
ˉ Momen tại mép cột theo mặt cắt II – II.
M II r2 � P1 P2
0,9 � 192, 02 194, 97
ˉ
29(T m) .
, 843
Diện tích cốt thép chịu kéo:
As
M II
348, 29.105
78,53
0,9 �Rs �h0 0,9 �3650 �135
cm2
Lnh 2 �abv 4000 2 �150
148
n
1
26
1
thanh
mm.
ˉ Khoảng cách giữa các thanh thép:
Chọn 26Ø20có Asch = 81,64 cm2 khoảng cách s = 150 mm.
a
SVTH : NGUYỄN NĂNG NAM
LỚP 15HXD03
Trang 180
THIẾT KẾ NGÂN HÀNG SACOMBANK BẾN TRE
ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP
3.2. Tính tốn móng M2: (Móng trục B và trục C).
ˉ Giá trị lực dọc ở các bảng sau đã cộng thêm tải trọng ở tầng hầm tính tốn ở trên là
P = 84,45(T). Do tải trọng truyền xuống móng 2B và 2C chênh lệch nhau không quá
20% nên để đơn giản trong q trình tính tốn ta lấy tải trọng lớn nhất trong 2 móng
tiến hành tính tốn và bố trí cho móng cịn lại.
ˉ
Tại chân cột trục B móng M2 có các nội lực như sau:
Tải trọng tính tốn:
Bảng 3.7. Bảng nội lực tính tốn móng M2.
Tầng
Cột
HAM
C2
HAM
C2
HAM
C2
Tên
tổ hợp
COMB1
4
COMB5
4
COMB2
8
P
(T)
V2
(T)
V3
(T)
M2
(T.m)
M3
(T.m)
760.77
-2.6
-4.43
-4.35
-3.1
665.79
-2.17
-7.15
-10.01
-2.58
667.26
-5.34
-3.84
-3.83
-7.77
Tải trọng tiêu chuẩn:
Bảng 3.8. Bảng nội lực tính tốn móng M2.
ˉ
Tầng
Cột
HAM
C2
HAM
C2
HAM
C2
Tên
tổ hợp
COMB1
4
COMB5
4
COMB2
8
P
(T)
V2
(T)
V3
(T)
M2
(T.m)
M3
(T.m)
661.53
-2.26
-3.85
-3.78
-2.7
578.95
-1.88
-6.21
-8.7
-2.24
580.22
-4.64
-3.34
-3.33
-6.75
Áp lực tính tốn do phản lực đầu cọc tác dụng lên đáy đài.
P tt
Ptk
289,56
50, 27
2
(3 �d )
(3 �0,8) 2
T
3.2.1. Chọn sơ bộ diện tích đáy đài.
ˉ
tb : trọng lượng trung bình của đất và đài tb = 2 T
hm : chiều sâu đặt đài móng hm = 2,7 m
n : hệ số vượt tải n = 1,2
Diện tích sơ bộ móng M2.
760, 77
Fsb
17,37
50, 27 2 �2, 7 �1, 2
�
SVTH : NGUYỄN NĂNG NAM
LỚP 15HXD03
Trang 181
THIẾT KẾ NGÂN HÀNG SACOMBANK BẾN TRE
ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP
3.2.2. Xác định số lượng cọc.
ˉ Trọng lượng sơ bộ của đài cọc và đất trên đài (cả phần đất tôn nền).
N dtt n �Fsb �h � tb 1, 2 �17,37 �2, 7 �2 112, 55
ˉ
Lực dọc tính toán xác định đến cốt đế đài.
N tt N 0tt N dtt 760, 77 112, 55 873,32
ˉ
T
T
Số lượng cọc sơ bộ.
nc
N tt
873,32
�
�1, 2 3, 6
Ptk
289,56
cọc.
: hệ số xét đến sự ảnh hưởng của moment tác dụng lên cọc lấy từ (1,01,5)
� Chọn 4 cọc để bố trí cho móng M2.
4000
1200
800
1200
800
1200
800
800
4000
2
800
800
1200
700
2400
4000
700
800
2400
800
4000
B
ˉ
Hình 2.11. Mặt bằng bố trí cọc móng M2.
Diện tích thực tế của đài móng M2.
Fdtt ld �bd 4, 0 �4, 0 16
ˉ
m2
Trọng lượng tính tốn của đài và đất trên đài.
N dtt n �Fdtt �h � tb 1, 2 �16 �2, 7 �2 95, 04
ˉ
T
Tổng lực dọc tính tốn thực tế tác dụng xác định đến cốt đế đài.
N tt N 0tt N dtt 760, 77 95, 04 855,81
T
3.2.3. Tính tốn chiều cao đài cọc.
tt
Kích thước đài : Fd ld �bd 4, 0 �4, 0 m2
Chiều cao đài cọc được xác định theo điều kiện đâm thủng.
Giả thuyết chiều cao dài cọc hđ = 1,5 m.
SVTH : NGUYỄN NĂNG NAM
LỚP 15HXD03
Trang 182
THIẾT KẾ NGÂN HÀNG SACOMBANK BẾN TRE
ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP
hđ = 1,5m → ho = 1,5 – 0,15 = 1,35 m
Dựa vào hình vẽ trên, ta thấy tháp chọc thủng khơng bao trùm tồn bộ cọc. Do đó đài
có khả năng bị đâm thủng.
- Chiều cao đài cọc: hđ = 1,5m h0đ = 1,5 - 0,15= 1,35m
- Cột chọc thủng móng theo hình tháp nghiêng về các phía góc 45 0, ta vẽ tháp chọc
thủng thì thấy tháp chưa bao hết phạm vi các cọc.
- Như vậy đài cọc có thể bị chọc thủng, nên cần kiểm tra điều kiện chọc thủng.
Lực chống xuyên thủng đài:
Chu vi đáy tháp chọc thủng.
ud 2 � Bo Lo 2 � 4, 0 4, 0 16 m
Chu vi đỉnh tháp chọc thủng
ut 2 � bc hc 2 � 0,7 0,7 2,8 m
Chu vi trung bình tháp chọc thủng.
utb
ud ut 16 2,8
9, 4 m
2
2
� Fcx 0, 75 �1, 05 �103 �9, 4 �1,35 9993,37 kN 999,33(T )
Lực gây xuyên thủng đài: Fxt: Là phản lực của các đầu cọc nằm ngoài tháp chọc thủng.
Fxt �N tt 855,81 T
� Fcx 999,33 T Fxt 855,81 T
KẾT LUẬN: Chiều cao đài đảm bảo điều kiện chọc thủng.
SVTH : NGUYỄN NĂNG NAM
LỚP 15HXD03
Trang 183
THIẾT KẾ NGÂN HÀNG SACOMBANK BẾN TRE
ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP
1650
700
45°
1650
800
1200
800
1500
45°
4000
2
800
800
80
0
1200
700
2400
4000
700
800
2400
800
4000
B
Hình 2.4. Xác định chiều cao đài móng M2 theo tháp chọc thủng.
3.2.4. Kiểm tra áp lực tính tốn xuống đầu cọc.
- Tải trọng cơng trình tác dụng lên đầu cọc.
tt
tt
min
P
N tt M y .xmin M xtt . ymin
n
�xi2 �yi2
Trong đó:
nc = 4: số lượng cọc.
M xtt M 0ttx Q0tty �hd 3, 78 3,85 �1,5 9,55
M M
tt
y
tt
0y
Q �hd 2, 7 2, 26 �1,5 6, 09
tt
0x
T.m
T.m
xmax 1, 2 m : khoảng cách từ tâm cọc biên đến tâm đài.
ymax 1, 2 m : khoảng cách từ tâm cọc biên đến tâm đài.
�x
�y
2
i
(2 �1, 2 2 ) (2 �1, 2 2 ) 5, 76
2
i
(2 �1, 22 ) (2 �1, 2 2 ) 5,76
SVTH : NGUYỄN NĂNG NAM
m2
m2
LỚP 15HXD03
Trang 184
THIẾT KẾ NGÂN HÀNG SACOMBANK BẾN TRE
tt
Pmax
�
min
ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP
855,81 6, 09 �1, 2 9,55 �1, 2
�
�
4
5, 76
5, 76
tt
�Pmax
217, 21T
�
� � tt
�Pmin 210, 69T
ˉ
Trọng lượng tính tốn của cọc.
Pc Acoc �lc � �n 0,5024 �29,3 �2,5 �1,1 40, 48 T
Điều kiện kiểm tra:
ˉ
tt
tk
Pmax
Pc 217, 21 40, 48 257, 69T Pmin
289, 56T
tt
Pmin
210, 69T 0
Như vậy thỏa mãn điều kiện lực lớn nhất truyền xuống cọc nên không phải kiểm tra
theo điều kiện chống nhổ.
3.2.5. Kiểm tra khả năng chịu tải của đất nền.
ˉ Nền của móng cọc chống biến dạng rất ít, ln thỏa mãn điều kiện biến dạng, nên
khơng cần phải tính lún. Móng cọc ma sát cần phải kiểm tra điều kiện biến dạng, tức
là phải tính lún.
ˉ Người ta quan niệm rằng nhờ ma sát giữa mặt xung quanh cọc và đất, tải trọng của
móng được truyền lên diện tích rộng hơn, xuất phát từ mép cọc ngồi tại đáy đài (khi
móng cọc đài thấp) và ngiêng một góc .
tc
tc
�
max
�1, 2 �Rqu
�
� tc
min �0
(T / m 2 )
�
�
tb �Rqutc
�
ˉ Điều kiện kiểm tra:
tc
max
min
N tc
6 �e
�(1 �
)
Fqu
lqu
Trong đó:
tc
N tc N 0tc N qu
N 0tc 661,53
T
N Fqu �H qu �
tc
qu
ˉ
Ta có
tb
tb
4 (góc mở của khối móng qui ước).
1 �h1 2 �h2 3 �h3 4 �h4
h1 h2 h3 h4
l
l
i i
tb =
ˉ
: trọng lượng của móng khối quy ước.
i
60 x5,9 905'' x8,3 12014'' x1,1 10018'' x1, 6 280 x11, 6
5,9 8,3 1,1 1, 6 11, 6
=
= 16o20’
tb 16o 20 '
4o 05'
4
4
Chiều dài của đáy khối qui ước.
lqu L 2 �lc �tg 4 2 �29,3 �tg 4o 05' 8,18
SVTH : NGUYỄN NĂNG NAM
m.
LỚP 15HXD03
Trang 185
THIẾT KẾ NGÂN HÀNG SACOMBANK BẾN TRE
ˉ
ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP
Bề rộng của đáy khối qui ước.
bqu B 2 �lc �tg 4 2 �29,3 �tg 4o 05' 8,18
ˉ
Diện tích của đáy khối qui ước.
ˉ
m2 .
Chiều cao của khối móng quy ước.
ˉ
ˉ
ˉ
ˉ
m.
Fqu lqu �bqu 8,18 �8,18 66,91
H qu lc hm 29,3 1,5 30,8
m.
Trọng lượng của móng khối quy ước ( từ mặt đất đến đế đài).
N1tc Fqu �hqu � tb 66,91�2, 7 �2 361,31
T
Trọng lượng khối móng qui ước trong phạm vi từ đáy đài đến hết lớp 2.
N 2tc Fqu nc Fc �h1 � 1 66, 91 4 �0,5024 �5, 6 �1, 746 634, 57
T
Trọng lượng khối móng qui ước trong phạm lớp đất 3.
N 3tc Fqu nc Fc �h2 � 2 66,91 4 �0,5024 �8,3 �1, 767 951,83
T
Trọng lượng khối móng qui ước trong phạm lớp đất 4.
N 4tc Fqu nc Fc �h3 � 3 66,91 4 �0,5024 �1,1�1,876 133,92
T
Trọng lượng khối móng qui ước trong phạm lớp đất 5.
N 5tc Fqu nc Fc �h4 � 4 66,91 4 �0,5024 �1, 6 �1,876 194,8
T
ˉ
Trọng lượng khối móng qui ước trong phạm lớp đất 6.
ˉ
T
Trọng lượng tiêu chuẩn của cọc BTCT trịn đường kính 0,8m dài 29,3m.
N 6tc Fqu nc Fc �h4 � 4 66,91 4 �0, 5024 �11, 6 �1,905 1434,16
Qctc nc �Fc �Lc � 4 �0,5024 �29,3 �2, 5 147, 2
T
� Tổng trọng lượng khối móng qui ước:
tc
N qu
N1tc N 2tc N 3tc N 4tc N 5tc N 6tc Qctc
361,31 634,57 951,83 133,92 194,8 1434,16 147, 2 3857, 79 T
ˉ
Trị tiêu chuẩn lực dọc trên đáy khối móng quy ước.
tc
N tc N 0tc N qu
661,53 3857, 79 4519,32
ˉ
T
Mô men tiêu chuẩn.
M xtc M oxtc Qoytc �H d 3,78 3,85 �1,5 9,55 Tm
M ytc M oytc Qoxtc �H d 2,7 2, 26 �1,5 6, 09 Tm
+ Độ lệch tâm theo phương X:
+ Độ lệch tâm theo phương Y:
ex
ey
M ytc
N
tc
6, 09
0, 0001m
4519,32
M xtc
9,55
0, 0002m
tc
N
4519, 32
� Vậy áp lực tiêu chuẩn tại đáy khối quy ước.
SVTH : NGUYỄN NĂNG NAM
LỚP 15HXD03
Trang 186
