nền móng công trình giao thông

BTL Nền Móng GVHD : Trần Văn Thuận
BÀI TẬP LỚN MÔN HỌC NỀN MÓNG
A/THUYẾT MINH, TÍNH TOÁN :
I/Số liệu thiết kế : (1 9 8)
1.1 Tải trọng tác dụng :
Tải trọng
Đơn vị Số liệu
tt
tc
N
- Tĩnh tải tiêu chuẩn
kN 5315
ht
tc
N
- Hoạt tải tiêu chuẩn
kN 1350
H
tc
- Hoạt tải tiêu chuẩn
tc
x
H
kN 145
tc
y
H
kN 170
M
tc
- Hoạt tải tiêu chuẩn

tc
y
M
kN.m 850
tc
x
M
kN.m 950
1.2 Số liệu thủy văn và chiều dài nhịp :
Đơn vị Số liệu
MNCN m 9.60
MNTN m 3.50
MNTT m 4.70
H
tthuyền
m 6.00
MNTC m Lấy cao hơn MNTN 1-1.5m
Cao độ mặt đất tự nhiên m 0
Cao độ mặt đất sau xói lở m -1.65
Chiều dài nhịp tính toán m 41.40
Sông có thông thuyền
1.3 Số liệu địa chất :
Tên
lớp
Bề
dày
lớp
W W
L
W

P
I
P
I
L
γ γ
s
γ
c
e S
r
ϕ
C Cu
m % % % % - kN/
m
3
kN/m
3
kN/m
3
- - Độ kN
/m
kPa
SVTH: Nguyễn Thành Va Page 1
1
BTL Nền Móng GVHD : Trần Văn Thuận
2
1 8.2 31.2 29.5 15.1 14.4 1.12 16.9 26.7 12.88 1.073 0.777
3°26’
5.

7
5
2 12.1 21.5 27.6 22.1 5.5 0.55 18.6 26.7 14.87 0.796 0.842
19°28’
7.
0
64
3 19.6 19.5 26.5 16.30 0.625 0.831
36°28’
1.
0
Trong đó :
W (%) : Độ ẩm
W
L
(%) : Độ ẩm giới hạn chảy
W
P
(%) : Độ ẩm giới hạn dẻo
I
P
(%) : Chỉ số dẻo của đất
I
L
: Độ sệt của đất
γ (kN/m
3
) : Trọng lượng thể tích tự nhiên của đất
γ
S

(kN/m
3
) : Trọng lượng thể tích của hạt đất
γ
c
(kN/m
3
) : Trọng lượng thể tích khô của đất
e : Hệ số rỗng
S
r
: Hệ số bão hòa
ϕ( Độ ) : Góc ma sát trong của đất
C (kN/m
2
) : Lực dính đơn vị
Cu (kPa) : Cường độ kháng cắt không thoát nước trung bình
a (m
3
/kN) : Hệ số nén lún
Cấu trúc địa chất và đặc điểm của các lớp đất
Chiều sâu lỗ khoan: 30.0m.
Lớp 1: Sét pha màu xám, lẫn sạn, trạng thái dẻo chảy.
Lớp đất số 1 gặp ở lỗ khoan PA08 ở trạng thái dẻo chảy.Chiều dày của lớp là 8.2
m. Cao độ mặt lớp là 0.0 m. Cao độ đáy lớp là -8.2 m.
Độ rỗng n = 0.5176
Lớp 2: Cát pha màu xám, trạng thái dẻo.
Lớp đất số 2 gặp ở lỗ khoan PA08 ở trạng thái dẻo.Chiều dày của lớp là 12.1 m.
Cao độ mặt lớp là -8.2 m. Cao độ đáy lớp là -20.3 m.
SVTH: Nguyễn Thành Va Page 2

2
BTL Nền Móng GVHD : Trần Văn Thuận
Độ rỗng n = 0.443
Lớp 3: Cát hạt to, màu xám vàng, kết cấu chặt vừa.
Lớp đất số 3 gặp ở lỗ khoan PA08 ở trạng thái chặt vừa.Cao độ mặt lớp là -20.3
m. Cao độ đáy lớp vượt q chiều sâu mũi khoan
Độ rỗng n = 0.385
 NHẬN XÉT VÀ KIẾN NGHỊ :
1. Điều kiện địa chất cơng trình:
Điều kiện địa chất cơng trình trong phạm vi khảo sát đơn giản , 2 lớp sét và
1 lớp cát phân bố.
+Lớp 1: Sét pha màu xám,lẫn sạn: phân bố trên bề mặt đất, có chiều dày của lớp là
8.2(m); có cường độ yếu ,khơng có khả năng chịu lực khi đặt móng trong tầng đất
này.
+Lớp 2: Cát pha màu xám, trạng thái dẻo: phân bố ở lớp giữa, có chiều dày lớp là
12.1(m) ; đất ở trạng thái dẽo, chỉ số SPT thay đổi từ 9 – 13 nên khơng đủ khả
năng chịu lực khi đặt tải trọng lên lớp đất này.
+Lớp 3: Cát hạt to, mu xm vng,kết cấu chặt vừa.: phân bố sát tầng đá gốc , có
cường độ ổn định, chỉ số SPT >20 nên đủ khả năng chịu lực khi đặt móng cơng
trình trong tầng đất này.
Từ các nhận xét trên nên sử dụng giải pháp móng cọc ma sát bằng BTCT và
lấy lớp đất so 3 làm tầng tựa đầu cọc .
2. Đánh giá điều kiện thuỷ văn:
Khi ta xây dựng cầu, móng trụ cầu trở thành vật chắn dòng chảy tự
nhiên của lòng sông gây nên xói lỡ chung dòng chảy và xói lỡ cục bộ tại trụ và
mố, do đó để thiết kế mố trụ ta cần phải tính đến yếu tố này.
Giả đònh rằng cột nước dâng dưới cầu sau khi xây xong là không đáng kể
đồng thời xem chiều sâu nước trung bình dưới cầu sau khi xói bằng MNTC.
h
tb

=MNTC = 4,5 m.
Mặt khác ta giả đònh trụ cầu ít bò ảnh hưởng của xói cục bộ.
Ở bài thiết kế này, đối với đòa chất như ta đã phân tích trên đều là đất yếu
. Như vậy ta không thể làm móng nông vì nếu làm móng nông thì phải đặt
móng đến lớp đất tốt ở rất sâu dẫn đến kích thước móng rất lớn gây tốn kém về
khối lượng, thời gian thi công do đó ta không chọn giải pháp móng nông .
Giải pháp còn lại ở đây là ta chọn 1 trong 2 phương án đó là móng cọc bệ
thấp hoặc móng cọc bệ cao .Móng cọc bệ thấp có giá thành cao và thi công
phức tạp hơn móng cọc bệ cao. do dó ta chọn phương án móng cọc bệ cao để
thiết kế kỹ thuật.
II/ Xác định kích thước trụ :
SVTH: Nguyễn Thành Va Page 3
3
BTL Nền Móng GVHD : Trần Văn Thuận
2.1 Xác định cao độ đáy dầm và cao độ đỉnh trụ:
Căn cứ vào MNTT, H
tthuyền
ta xác định
+ Cao độ đáy dầm (CĐĐ
a
D) :
CĐĐ
a
D = MNTT + H
tthuyền
= 4.7 + 6.0 = +10.7 m
CĐĐT = CĐĐ
a
D – 0.3m = +10.7– 0.3 = +10.4 m
2.2 Xác định cao độ đỉnh bệ trụ, chiều dày bệ, cao độ đáy bệ

Căn cứ vào MNTN, cao độ mặt đất sau xói lở
+ Cao độ đỉnh bê trụ (CĐĐB):
Theo yêu cầu của quy trình, cao độ đỉnh bệ trụ thấp hơn MNTN tối
thiểu 0.2 m. Vị trí xây dựng trụ cầu nằm xa bờ, sự thay đổi cao độ mực nước giữa
MNCN và MNTN là khá lớn, sông có thông thuyền. Xét cả điều kiện mỹ quan trên
sông ta chọn cao độ đỉnh bệ thấp hơn MNTN là 0.2 m
Cao độ đỉnh bệ (CĐĐB) = +3 m
+ Bề dày bệ móng :
Theo quy trình + cầu nhỏ có H
b
= 1 ÷1.5 m
+ cầu trung H
b
= 2 ÷ 3 m
+ H
b
≥ 2D ( D là đường kính cọc )
ta chọn H
b
= +2 m
+ Cao độ đáy bệ ( CĐĐ
a
B) :
CĐĐ
a
B = CĐĐB – H
b
= +3 – 2 = 1 m
+ Chiều cao thân trụ ( H
ttrụ

) :
H
ttrụ
= CĐĐT – 1.4m – CĐĐB = +10.4 – 1.4 – 3 = 6 m
+ Gờ bệ móng a, b :
Đối với công trình cầu đường a, b = 0.2 ÷ 2 m
Để phòng sai số khi thi công thân trụ ta chọn a =1.25; b = 1.7 m
III/ Xác định tải trọng tác dụng tại đáy bệ :
3.1 Xác định tải trọng tĩnh :
+ Thể tích toàn bộ trụ ( V
trụ
) :
SVTH: Nguyễn Thành Va Page 4
4
BTL Nền Móng GVHD : Trần Văn Thuận
1. Trong lượng trụ:
Thể tích trụ toàn phần:
+ Thể tích toàn bộ trụ ( V
trụ
) :
+ Thể tích phần trụ ngập nước ( V
trụnn
) :
V
trụnn =
V
bệtrụ
+ V
thântrụnn
= 12.1 + 6.108 .0.2/1.2 = 13.118 m

3
V
trụ
= V
đỉnh trụ
+ V
thân trụ
+V
đáy trụ
V
đỉnhtrụ
= (8 x 1.4 – 1.5 x 0.6) x 1.7 = 17.51

V
thân trụ
= V
hình tròn
+ V
hhcn

=
2
1.2
4
π
×
6 + 1.2
×
6
×

(4.5 – 1.2)
=30.54 m
3
V
đáy trụ
= 3.2
×
7.9
×
2 = 48.64 m
3

⇒
V
trụ
= 17.51 + 30.54+ 48.64 = 96.69 m
3
• Thể tích phần trụ ngập trong nước ứng với MNTN
• V
’
trụ
= S
trụ
x (MNTN – CĐMB) +V
bệ
(với: CĐMB: cao độ mặt
bệ )
V
’
trụ

= (3.14x1.2
2
/4 + 1.2x4.5) x (3.50 - 3.00) + 48.64= 51.19 m
3
Troïng löôïng truï: G
G = V
trụ
* γ
bt
- V
’
trụ
* γ
n
= 96.69 *24 – 51.19*10= 1808.66(KN)
Với γ
bt
= 24 kN/m
3
trọng lượng thể tích của bê tông
+ Lực đẩy Ascimet ( A )
A = V
trụnn
. γ
n
= 14.545 x 10 = 145.45 KN
Với γ
n
= 10 kN/m
3

trọng lượng thể tích của nước
Bảng số liệu tĩnh tải :
Tải trọng Đơn vị Tiêu chuẩn
tt
tc
N
kN 5315
G
trụ
kN 1065.29
A kN 145.45
3.2 Xác định hoạt tải :
Bảng số liệu hoạt tải :
SVTH: Nguyễn Thành Va Page 5
5
BTL Nền Móng GVHD : Trần Văn Thuận
Tải trọng Đơn vị Tiêu chuẩn
ht
tc
N
kN 1350
H
tc
tc
x
H
kN 145
tc
y
H

kN 170
M
tc
tc
y
M
kN.m 850
tc
x
M
kN.m 950
3.3 Tổ hợp tải trọng tại đáy bệ :
3.3.2 Tổ hợp tải trọng tiêu chuẩn ở MNTN
 Tổ hợp tải trọng tiêu chuẩn theo phương dọc cầu ở MNTN
(1) Tải trọng thảng đứng tiêu chuẩn theo phương dọc cầu
P
tc
= N
ht
tc
+N
tt
tc
+ G
trụ
- A
= 1350 + 5315 +1808.66 -145.45
= 8328.21 kN
(2) Tải trọng ngang tiêu chuẩn theo phương dọc cầu
H

tc
= H
tc
x
= 145 kN
(3) Momen tiêu chuẩn theo phương dọc cầu
M
tc
= M
tc
y
+ H
tc
x
(CĐĐT – CĐĐaB)
= 850 + 145 x (10.4 – 2 )
= 2068 kNm
 Tổ hợp tải trọng tiêu chuẩn theo phương ngang cầu ở MNTN
(1) Tải trọng thẳng đứng tiêu chuẩn ngang cầu
P
tc
= N
ht
tc
+N
tt
tc
+ G
trụ
- A

= 1350 + 5315 +1808.66 - 145.45
= 8328.21kN
(2) Tải trọng ngang tiêu chuẩn theo phương ngang cầu
H
tc
= H
tc
y
= 170 kN
SVTH: Nguyễn Thành Va Page 6
6
BTL Nền Móng GVHD : Trần Văn Thuận
(3) Momen tiêu chuẩn theo phương ngang cầu
M
tc
= M
tc
x
+ H
tc
y
(CĐĐT – CĐĐ
a
B)
= 950 + 170 x (10.4 – 2 )
= 2378 kNm
3.3.2 Tổ hợp tải trọng tính toán ở MNTN
 Tổ hợp tải trọng tính toán theo phương dọc cầu ở MNTN
(1) Tải trọng thẳng đứng tính toán dọc cầu
P

tt
= n
h
.N
ht
tc
+ n
t
.N
tt
tc
+ n
t
.G
trụ
- A
= 1.75 x 1350 + 1.25 x 5315 + 1.25 x 1808.66– 145.45
= 11121.63 kN
(2) Tải trọng ngang tính toán phương dọc cầu
H
tt
= n
h
.H
tc
x
= 1.75 x 145 = 253.75 kN
(3) Momen tính toán dọc cầu
Mtt = n
h

.M
tc
y
.n
h
.H
tc
x
(CĐĐT – CĐĐaB)
= 1.75 x 850 + 1.75 x 145 x (10.4 – 2)
= 3619 kNm
 Tổ hợp tải trọng tính toán theo phương ngang cầu ở MNTN
(1) Tải trọng thẳng đứng tính toán ngang cầu
P
tt
= n
h
.N
ht
tc
+ n
t
.N
tt
tc
+ n
t
.G
trụ
- A

= 1.75 x 1350 + 1.25 x 5315 + 1.25 x 1808.66 – 145.45
= 11121.63 kN
(2) Tải trọng ngang tính toán phương ngang cầu
H
tt
= n
h
.H
tc
y
= 1.75 x 170 = 297.5 kN
(3) Momen tính toán ngang cầu
Mtt = n
h
.M
tc
x
+ n
h
.H
tc
y
.(CĐĐT – CĐĐaB)
= 1.75 x 950 + 1.75 x 170 x (10.4 – 2)
= 4161.5 kNm
Vớin
t
= hệ số tĩnh tải = 1.75
n
h

= hệ số hoạt tải = 1.25
SVTH: Nguyễn Thành Va Page 7
7
BTL Nền Móng GVHD : Trần Văn Thuận
BẢNG TỔNG HỢP TẢI TRỌNG TẠI ĐÁY BỆ
Loại
Đơn vị PHƯƠNG DỌC CẦU PHƯƠNG NGANG CẦU
Tiêu chuẩn Tính toán Tiêu chuẩn Tính toán
Lực thẳng
đứng
kN 8328.21 11121.63 8328.21 11121.63
Lực ngang kN 145 253.75 170 297.5
Mô men kN.m 2068 3619 2378 4161.5
IV/ Xác định số lượng cọc, bố trí cọc trong bệ, tính nội lực trong cọc :
4.1 Chọn kích thước cọc và cao độ mũi cọc ( CĐMC ) :
 Theo tính chất của công trình là cầu có tải trọng truyền xuống móng là khá
lớn, địa chất có lớp chịu lực nằm cách mặt đất 20.3 m và không phải là tầng đá gốc
nên chọn giải pháp là móng cọc ma sát BTCT.
 Chọn cọc BTCT đúc sẵn có kích thước mặt cắt là 400 x 400 mm, được
đóng vào lớp thứ 3 là lớp sét màu loang lổ, trạng thái nửa cứng. Cao độ mũi cọc là
-28 m. tại đó có số búa SPT N = 31 đủ khả năng chịu được tai trọng công trình.
 Chiều dài của cọc ( Lc ) được xác định như sau :
L
c
= CĐĐB - H
b
- CĐMC
SVTH: Nguyễn Thành Va Page 8
8
BTL Nền Móng GVHD : Trần Văn Thuận

= 1- 2 - (- 28.0) = 27 m.
Trong đó:CĐĐB = 1m : Cao độ đỉnh bệ.
H
b
= 2m : Chiều dày bệ móng
CĐMC = -28.00m : Cao độ mũi cọc.
LKiểm tra:
30 <
c
L
D
< 70
D = 0.4 m : cạnh mặt cắt ( m )
=> Thỏa mãn yêu cầu về độ mảnh.
 Tổng chiều dài cọc chế tạo là: L = L
c
+ 1m = 27 + 1 = 28 m.
 Cọc được tổ hợp từ 3 đốt cọc với tổng chiều dài chế tạo là
28m = 9m + 9m +10m.
Các đốt cọc được nối với nhau bằng thép góc trong quá trình thi công.
4.2 Tính sức kháng dọc trục của cọc đơn theo quy trình 22 TCN 272-2005
4.2.1 Tính sức kháng dọc trục theo vật liệu ( P
vl
):
Yêu cầu cốt thép dọc chủ
+ Đường kính φ = 12 ÷ 32 mm ( tra bảng diện tích cốt thép tròn
theo ASTM A615M – 22 TCN 272-2005 ).
+ Bố trí không ít hơn 4 thanh và thường là 8 ÷ 12 thanh
+ Diện tích cốt thép
≥

1.5 Diện tích mặt cắt ngang của bê tông
Chọn : 8 thanh với φ= 22 mm
+ Thép có : f
y
= 420 Mpa
E
s
= 200000 MPa
+ Bê tông : f’
c
= 28 MPa
Sức kháng tính toán của cấu kiện BTCT chịu nén đối xứng qua trục chính được
xác định
nr
PP .
ϕ
=
(1)
SVTH: Nguyễn Thành Va Page 9
9
BTL Nền Móng GVHD : Trần Văn Thuận
Trong đó đối với cấu kiện có cốt thép đai thường
'
0.8 0.85 ( )
n c g st y st
P f A A f A
 
= − +
 
(2)

P
r
= Sức kháng lực dọc trục tính toán có hoặc không có uốn (N)
P
n
= Sức kháng lực dọc trục danh định có hoặc không có uốn (N)
f ’
c
= Cường quy định của bêtông ở tuổi 28 ngày, trừ khi có quy định ở các
tuổi khác (MPa)
f
y
= Cường độ giới hạn chảy quy định của cốt thép (MPa)
A
g
= Diện tích nguyên của mặt cắt (mm
2
)
A
st
= Diện tích nguyên của cốt thép (mm
2
)
ϕ = 0.75 hệ số sức kháng
Ta có: A
g
= 400 x 400 = 160000 mm
2
A
st

= 3096 mm
2
f’
c
= 28MPa
f
y
= 420 MPa
Thay vào (1) và (2):
SVTH: Nguyễn Thành Va Page 10
10
BTL Nền Móng GVHD : Trần Văn Thuận
=3020781.12N
Vậy : P
vl
= P
r
= 3020.78kN
4.2.2 Tính sức kháng dọc trục theo đất nền.( P
đn
)
Sức kháng đỡ tính toán của các cọc Q
R
có thể tính như sau:
Q
R
= ϕ Q
n
= ϕ
q

Q
ult
Hay Q
R
= ϕ Q
n
= ϕ
qp
Q
p
+ ϕ
qs
Q
s
với : Q
p
= q
p
A
p
Q
s
= q
s
A
s
Trong đó:
ϕ
q
= hệ số sức kháng dùng cho sức kháng đỡ của 1 cọc đơn ( tham khảo

AASHTO 2007), dùng cho các phương pháp không phân biệt giữa sức kháng toàn
bộ và sự góp phần riêng rẽ của sức kháng mũi và thân cọc.
Q
ult
= Sức kháng đỡ của 1 cọc đơn ( N )
Q
p
= Sức kháng mũi cọc ( N )
Q
s
= Sức kháng thân cọc ( N )
q
p
= Sức kháng đơn vị mũi cọc ( MPa )
q
s
= Sức kháng đơn vị thân cọc ( MPa )
A
s
= Diện tích bề mặt thân cọc ( mm
2
)
A
p
= Diện tích mũi cọc ( mm
2
)
ϕ
qp
= Hệ số sức kháng đối với sức kháng mũi cọc quy định dùng cho các

phương pháp tách rời sức kháng của cọc do sức kháng của mũi cọc và sức kháng
thân cọc.
ϕ
qs
= Hệ số sức kháng đối với sức kháng thân cọc quy định dùng cho các
phương pháp tách rời sức kháng của cọc do sức kháng của mũi cọc và sức kháng
thân cọc.
a. Sức kháng mũi cọc
SVTH: Nguyễn Thành Va Page 11
11
BTL Nền Móng GVHD : Trần Văn Thuận
Do mũi cọc cắm vào lớp đất sét loang lổ nên dùng phương pháp SPT để xác
định sức kháng mũi cọc
Sức kháng mũi cọc Q
p
= q
p
.A
p
.
Vì đất cát nên:
Với =[0.77log(
ở đây := số đếm SPT gần mủi cọc đã hiệu chỉnh cho áp lực tầng phủ.
N= số đếm búa đo được 31 búa/15cm
D =đường kính cọc 400mm

= sức kháng điển giới hạn tính bằng 0.4 cho cát.
(16.9-10) =0.34 MPa.
Suy ra 0.4
Nên lấy 0.4

Do vậy Q
p=
6.103
b.Sức kháng thân cọc :
+ Lớp 1, 2 là đất dính nên dùng phương pháp α để tính sức kháng đơn vị thân cọc
q
s1
, q
s2
( MPa ) tại lớp 1 và 2
q
s
= α S
u
S
u
= C
u
= cường độ kháng cắt không thoát nước trung bình (MPa)
α= hệ số kết dính
Tra αtheo :
S
u
< 25KPa : α = 1
25KPa < S
u
< 75KPa :
25
1 0.5
50

u
S KPa
KPa
α
−
= −
S
u
> 75KPa : α = 0.5
SVTH: Nguyễn Thành Va Page 12
12
BTL Nền Móng GVHD : Trần Văn Thuận
• Lớp 1:
S
u1
= 5 KPa =>α
1
= 1
q
s1
= α
1
.S
u1
= 1 x 0.005 = 0.005 MPa
Diện tích bề mặt thân cọc ở lớp 1 :
A
s1
= 4.(h
1

-h
x
).D = 4 x (8.2 - 1.65) x 0.40 = 10.48 m
2
= 10480000 mm
2
Sức kháng thân cọc lớp 1 :
Q
s1
= q
s1
.A
s1
= 0.005 x 10480000 =39300 N
• Lớp 2:
S
u2
= 64 KPa = 0.064 MPa =>α
2
= 0.61
q
s2
= α
2
.S
u2
= 0.61 x 0.064= 0.032 MPa
Diện tích bề mặt thân cọc ở lớp 2 :
A
s2

= 4.h
2
.D = 4 x 12.1 x 0.40 = 19360000mm
2
Sức kháng thân cọc lớp 2 :
Q
s2
= q
s2
.A
s2
= 0.032 x 19360000 =619520 N
+ Lớp 3 Đất cát nên: q
s3
= 0.0019 =0.0019 (MPa)
Qs3 =0.0589 7700 = 725648 N
c. Sức kháng đỡ tính toán của các cọc (Q
R
):
Q
R
= ϕ
qp
Q
p
+ ϕ
qs
Q
s
=ϕ

qp
Q
p
+ ϕ
qs1
Q
s1
+ ϕ
qs2
Q
s2
+ + ϕ
qs3
Q
s3
• Hệ số sức kháng đối với sức kháng mũi cọc do ở lớp đất rời
dùng phương pháp SPT : ϕ
qp
= 0.45λ
V
• Hệ số sức kháng đối với sức kháng thân cọc :
+ Lớp 1, 2 đất dính dùng ppháp α : ϕ
qs1
= ϕ
qs2
= 0.7λ
V
+ Lớp 3 đất rời dùng ppháp SPT : ϕ
qs3
= 0.45λ

V
λ
V
= 0.8 =>ϕ
qp
= 0.45 x 0.8 = 0.36
SVTH: Nguyễn Thành Va Page 13
13
BTL Nền Móng GVHD : Trần Văn Thuận
ϕ
qs1
= ϕ
qs2
= 0.7 x 0.8 = 0.56
ϕ
qs3
= 0.45 x 0.8 = 0.36
Q
R
= 0.56 x 39300 + 0.56 x 619520+0.36x 725648 + 0.36x976480
= 981.705* N
P
đn
= Q
R
= 981.705 KN
SỨC CHỊU TẢI DỌC TRỤC CỦA CỌC ĐƠN: P
tk
= min(P
đn

,P
vl
) = 981.705 KN
V/ Xác định số lượng cọc, bố trí cọc trong bệ, tính nội lực trong cọc :
5.1 Xác định sơ bộ số lượng cọc ( n ) :
Số lượng cọc :
tt
N
n
P
≥
Trong đó : N = tải trọng thẳng đứng ở TTGHCĐ (KN).
P
tt
= Sức kháng dọc trục cọc đơn (KN).
Thay số : Chọn n = 18 cọc.
5.2 Bố trí cọc trong bệ :
5.2.1 Bố trí trong mặt bằng :
Tiêu chuẩn 22 TCN 272-05 quy định :
• Khoảng cách từ mặt bên của bất kì cọc nào tới mép gần nhất phải
lớn hơn 225mm.
• Khoảng cách tim đến tim các cọc không được nhỏ hơn 750mm
hoặc 2,5 lần đường kính hay bề rộng cọc, chọn giá trị nào lớn
hơn.
Với n = 18 cọc được bố trí theo dạng lưới vuông trên mặt bằng và
được bố trí thẳng đứng trên mặt đứng, với các thông số :
+ Số hàng dọc theo phương dọc cầu là 6. Khoảng cách tim các
hàng cọc theo phương dọc cầu là 1400 mm
+ Số hàng dọc theo phương ngang cầu là 3. Khoảng cách tim các
hàng cọc theo phương dọc cầu là 1400 mm

SVTH: Nguyễn Thành Va Page 14
14
BTL Nn Múng GVHD : Trn Vn Thun
+ Khong cỏch t tim cc ngoi cựng n mộp b theo c 2
phng dc cu v ngang cu l 450 mm
450
2 X 1400
450
450
MAậT BAẩNG BO TR COẽC
5x1400 450
7900
3700
Chy FB Pier :
SVTH: Nguyn Thnh Va Page 15
15
BTL Nền Móng GVHD : Trần Văn Thuận
SVTH: Nguyễn Thành Va Page 16
16
BTL Nền Móng GVHD : Trần Văn Thuận
SVTH: Nguyễn Thành Va Page 17
17
BTL Nền Móng GVHD : Trần Văn Thuận
DỮ LIỆU LỚP ĐẤT 1
SVTH: Nguyễn Thành Va Page 18
18
BTL Nền Móng GVHD : Trần Văn Thuận
Đường cong P-y của lớp 1
DỮ LIỆU LỚP ĐẤT LỚP 2
SVTH: Nguyễn Thành Va Page 19

19
BTL Nền Móng GVHD : Trần Văn Thuận
Đường cong P-y của lớp 2
DỮ LIỆU LỚP ĐẤT LỚP 3
SVTH: Nguyễn Thành Va Page 20
20
BTL Nền Móng GVHD : Trần Văn Thuận
Đường cong P-y của lớp 3
Lớp đất

SVTH: Nguyễn Thành Va Page 21
21
BTL Nền Móng GVHD : Trần Văn Thuận
SVTH: Nguyễn Thành Va Page 22
22
BTL Nền Móng GVHD : Trần Văn Thuận
SVTH: Nguyễn Thành Va Page 23
23
BTL Nền Móng GVHD : Trần Văn Thuận
file #
(Thứ tự
cọc thứ
i)
max
axial
force
(kN)
max af
(Nội lực
dọc trục

tại đầu
cọc : N
i
(KN))
max pile
shear
force in
2
directio
n
(kN)
max
shear
(Lực cắt
lớn nhất
trong cọc
theo
phương Y :
max pile
shear
force in
3
directio
n
(kN)
max
shear
(Lực cắt lớn
nhất trong
cọc theo

phương X :
Q
ix
(KN))
max
bending
moment
about
2 axis
(kN-m)
max
moment
(Mơ men
lớn nhất
trong cọc
quanh trục
Y : M
iy
max
bending
moment
about
3 axis
(kN-m)
max
moment
(Mơ men
lớn nhất
trong cọc
quanh trục

X : M
ix
(KN.m))
SVTH: Nguyễn Thành Va Page 24
24
BTL Nền Móng GVHD : Trần Văn Thuận
Q
iy
(KN)) (KN.m))
1 -920.45 9.319 -18.704 -78.42 -47.87
2 -755.25 10.664 -19.149 -79.15 -51.73
3 -575.24 14.391 -19.294 -78.1 -61.24
4 -875.47 9.4273 16.602 -64.85 -48.42
5 -704.85 10.793 16.698 -65.54 -52.52
6 -516.23 14.685 16.586 -64.82 -62.56
7 -823.97 9.5159 16.018 -59.78 -48.85
8 -655.04 10.899 15.998 -60 -53.06
9 -448.46 14.836 15.895 -59.44 -63.34
10 -743.89 9.6438 14.053 -53.01 -49.42
11 -564.72 11.018 13.904 -52.44 -53.53
12 -351.69 14.886 13.839 -52.4 -63.34
13 -634.91 9.7456 13.893 -51.99 -49.76
14 -440.4 11.066 13.816 -51.94 -53.32
15 -227.85 14.645 13.579 -50.07 -61.39
16 -514.72 9.8555 15.548 -56.86 -49.8
17 -310.58 11.026 15.44 -56.07 -52.43
18 -93.252 14.128 14.893 -51.52 -57.38
Kết luận :
Nội lực dọc trục
lớn nhất trong cọc là

:
920.45 kN
Lực cắt :
14.9 kN
Mô men :
79.15 KN
SVTH: Nguyễn Thành Va Page 25
25