ĐẠI HỌC ĐÀ NẴNG
TRƢỜNG ĐẠI HỌC BÁCH KHOA
---------------------------------------
LƢƠNG THANH NGUYÊN
ĐÁNH GIÁ HIỆU QUẢ KỸ THUẬT CỦA CỌC FRANKI KHI
ÁP DỤNG TRÊN ĐỊA BÀN TỈNH TRÀ VINH
Chuyên ngành: KỸ THUẬT XÂY DỰNG CÔNG TRÌNH
DÂN DỤNG VÀ CÔNG NGHIỆP
Mã số: 60580208
TÓM TẮT LUẬN VĂN THẠC SĨ KỸ THUẬT
Đà Nẵng – Năm 2018
Công trình đƣợc hoàn thành tại
TRƢỜNG ĐẠI HỌC BÁCH KHOA
Người hướng dẫn khoa học: TS. ĐẶNG CÔNG THUẬT
Phản biện 1: TS. LÊ KHÁNH TOÀN
Phản biện 2: TS. TRẦN ANH THIỆN
Luận văn sẽ được bảo vệ trước Hội đồng chấm Luận văn tốt nghiệp
thạc sĩ Kỹ thuật Xây dựng Công trình Dân dụng và Công nghiệp họp
tại Trường Đại học Bách khoa vào ngày 27 tháng 01 năm 2018
Có thể tìm hiểu luận văn tại:
Trung tâm Học liệu, Đại học Đà Nẵng tại Trường Đại học
Bách khoa
Thư viện khoa Xây dựng, Trường Đại học Bách khoa ĐHĐN
1
MỞ ĐẦU
1. Lý do chọn đề tài
Hiện nay, ở nước ta đang áp dụng một biện pháp cải thiện khả
năng chịu tải của cọc khoan nhồi mở rộng đáy nhằm tăng khả năng
chịu tải của cọc đồng thời có thể áp dụng cho việc xử lý các sự cố,
khuyết tật cọc khoan nhồi,…
Ngoài cọc khoan nhồi có mở rộng đáy cọc còn có các biện pháp
mở rộng đáy khác áp dụng cho các dạng cọc khác nhau. Một trong
những dạng cọc được mở rộng đáy đặc trưng là dạng cọc Franki.
Vì vậy trong thời gian sắp tới Trà Vinh sẽ là một tỉnh trọng điểm
trong khu vực và khi đó các công trình lớn sẽ được đầu tư với nhiều
phương án thiết kế thi công khác nhau. Chính vì những lý do trên
chọn đề tài “Đánh giá hiệu quả kỹ thuật của cọc Franki khi áp
dụng trên địa bàn tỉnh Trà Vinh”.
2. Mục tiêu nghiên cứu
Đề tài sẽ tập trung nghiên cứu và làm rõ khả năng chịu lực của
cọc Franki khi chịu tải và so sánh với phương án cọc khoan nhồi về
hiệu quả kỹ thuật.
Đánh giá hiệu quả kỹ thuật của cọc Franki so với cọc khoan nhồi
và tính khả thi khi thực hiện áp dụng cọc Franki trên địa bàn tỉnh Trà
Vinh.
3. Đối tƣợng và phạm vi nghiên cứu
Đối tượng nghiên cứu: Cọc Franki
Phạm vi nghiên cứu: địa bàn tỉnh Trà Vinh
Bố cục luận văn:
Ngoài phần mở đầu, kết luận và kiến nghị, nội dung luận văn
được trình bày gồm có 3 chương:
− Chƣơng 1: Tổng quan về cọc Franki
− Chƣơng 2: Cơ sở lý thuyết áp dụng cọc Franki
− Chƣơng 3: Nghiên cứu ứng dụng cọc Franki với điều kiện đất
nền Trà Vinh.
Chƣơng 1 TỔNG QUAN VỀ CỌC FRANKI
1.1 Tổng quan
1.1.1 Định nghĩa về cọc Franki:
2
Cọc Franki là một dạng cọc đóng trong ống, mở rộng đáy cọc.
Quá trình thi công mở rộng đáy cọc bằng phương pháp đóng, được
thực hiện tại đáy cọc. Nhờ có biện pháp thi công cọc trong ống, mở
rộng đáy, do vậy chất lượng cọc đảm bảo, khả năng chịu lực cao.
1.1.2 Lịch sử phát triển cọc Franki
1.1.3 Các vấn đề cần nghiên cứu về cọc Franki
1.1.4 Phạm vi – mục tiêu nghiên cứu
1.2 Điều kiện áp dụng công nghệ cọc Franki
1.2.1 Sơ lược về khả năng chịu lực của cọc Franki
1.2.2 Ưu điểm của cọc Franki
1.2.3 Hạn chế của công nghệ cọc Franki
1.3 Kết luận chƣơng
Từ những vấn đề đã được nêu ở trên cho thấy mỗi loại cọc đều có
những ưu nhược điểm riêng của nó. Việc áp dụng loại cọc nào tùy
thuộc vào quy mô, đặc điểm và vị trí xây dựng của công trình.
Cùng với thực tế xây dựng ở nước ta cho thấy cọc Franki là loại
cọc mới đã được áp dụng tại một số công trình. Tuy nhiên cọc Franki
vẫn chưa được sử dụng tại Trà Vinh, vì vậy việc nghiên cứu và áp
dụng công nghệ cọc Franki cho các công trình xây dựng theo điều
kiện đất nền Trà Vinh nói riêng và ở nước ta nói chung là hợp lý và
cần thiết.
Chƣơng 2 CƠ SỞ KHOA HỌC TÍNH TOÁN CỌC FRANKI
VÀ CỌC KHOAN NHỒI
2.1 Nguyên lý tính toán sức chịu tải của cọc Franki
2.1.1 Sơ lược về sự làm việc của cọc dưới nền đất
2.1.2 Cơ sở lý thuyết tính toán cọc Franki
Với cọc nhồi chịu nén, sức chịu tải của vật liệu làm cọc được tính
theo công thức sau:
P (m1.m2 .Rbt .F1 Rct .Fct )
(2.1)
2.1.2.1 Tính toán cọc Franki thi công mở rộng đáy bằng búa
đóng
Xác định sức kháng mũi cọc cho phép theo công thức tính toán
Nordlund, 1982:
Q
p all
N b V
K
2/3
W H
Xác định giá trị sức kháng ma sát bên của cọc
(2.2)
3
-
Trường hợp 1: Loại đất không cố kết
Q pK
f
-
L L
s tan 'vl L
(2.3)
L0
Trường hợp 2: Loại đất cố kết
L Le
Q p C .L
f
L 0
(2.4)
a
Tải trọng cho phép của cọc (Qc)all là giá trị tổng của 2 giá trị
tổng sức kháng mũi cọc (Qp)all và tổng giá trị sức kháng ma sát bên
(Qf)all.
2.1.2.2 Tính toán cọc Franki thi công mở rộng đáy bằng gầu đào
và bằng phương pháp phun phụt vữa áp lực cao:
Tính theo chỉ tiêu cơ lý đất nền (theo SNIP – 2.02.03.85)
Sức chịu tải cọc đơn được tính:
Qu
Qtc
K tc
Sức chịu tải tiêu chuẩn của cọc nhồi được mở rộng đáy chịu
nén dọc trục được xác định theo công thức:
Qtc m 1.Ri .F u 2 . i .li
R 0,75 'i .D. A . i .B
o
K
o
K
(2.10)
(2.11)
Nhận xét:
Phương pháp tính này phụ thuộc rất nhiều vào cách xác định
các chỉ tiêu của lớp đất, điều này rất khó đối với lớp đất sâu vì hoặc
rất khó lấy mẫu đất nguyên dạng, hoặc là phải suy diễn gián tiếp qua
các chỉ tiêu, đặc biệt là đối với điều kiện địa chất Trà Vinh thường
đặt mũi cọc vào lớp đất cát, phân bố ở độ sâu khoảng 30m.
Sức chịu tải theo kết quả xuyên tĩnh (CPT)
Sức chịu tải cho phép của cọc đơn được tính theo công thức:
Qa
Q
Q
Qu
hoặc Qa P s
FS P FS s
FS
(2.12)
Sức chống giới hạn của đất ở mũi cọc xác định theo công
thức:
QP F .K c .qc
(2.13)
Sức kháng ma sát bên của cọc xác định theo công thức:
4
n
Qs u li .
1
qci
i
(2.14)
Sức chịu tải của cọc theo kết quả thí nghiệm xuyên tiêu chuẩn
Công thức Meyerhof cho đất rời:
Pa
1
[ K1 .N tbp .F U .L.K 2 .N tbs ]
FS
-
Công thức phổ biến tại Nhật Bản:
P
1
.N P .F (0,3.N s .Lc c.Ls ). .d
3
(2.15)
(2.16)
2.1 Điều kiện vật liệu, trang bị máy móc thi công cọc Franki
2.1.1 Vật liệu thi công cọc Franki
2.1.2 Máy móc thi công cọc Franki
2.2 Quy trình thi công cọc Franki
2.2.1 Quy trình thi công cọc Franki điển hình
2.2.2 An toàn khi thi công
2.2.3 Các phương pháp mở rộng đáy cọc khác
2.3 Các dạng cọc Franki khác, quy trình thi công, ƣu nhƣợc
điểm từng loại
2.3.1 Cọc Franki Composite Pile
2.3.2 Cọc Franki Excavated Pile
2.3.3 Cọc Franki Pile with casing topdriven
2.3.4 Cọc Franki VB
2.3.5 Cọc Mini Franki
2.3.6 Cọc Franki Pile thi công trong khu vực có mặt bằng hạn
chế
2.4 Kết luận chƣơng
Ta có thể thấy rằng với các thiết bị thi công hiện đại, sức chịu tải
của cọc khoan nhồi có thể được tăng lên đáng kể nhờ công nghệ thi
công mở rộng chân cọc và mở rộng từng đoạn thân cọc, nhằm tăng
sức kháng mũi cọc và sức kháng ma sát thân cọc. Các dạng cọc như
cọc anpha, cọc Delta, cọc khoan nhồi đường kính lớn, đường kính
nhỏ… hoàn toàn có thể áp dụng các công nghệ và máy móc hiện đại
nhằm tăng sức chịu tải của cọc bằng công nghệ mở rộng chân cọc và
mở rộng từng đoạn thân cọc.
Cọc Franki là một dạng cọc được mở rộng đáy, sau khi được mở
rộng đáy, thân cọc được thi công bằng các phương pháp khác nhau.
5
Cùng với sự phát triển của khoa học kỹ thuật, các thiết bị hiện đại thi
công cọc Franki được sản xuất, cho phép thi công những cọc có
đường kính lớn, độ sâu hạ cọc lớn và tăng sức chịu tải của cọc
Franki.
Chƣơng 3 NGHIÊN CỨU ỨNG DỤNG CỌC FRANKI VỚI
ĐIỀU KIỆN ĐẤT NỀN TRÀ VINH
3.1 Tổng quan điều kiện đất nền Trà Vinh
3.1.1 Giới thiệu chung
3.2 Công trình tính toán sánh
3.2.1 Điều kiện địa chất công trình
Hố khoan sâu 60,0m;
Mực nước ngầm nằm ở lớp đất thứ 2;
Hố khoan đi qua 4 lớp đất.
Lớp 1: Bùn Sét pha, màu nâu vàng – nâu đỏ - xám trắng, lẫn ít sạn
sỏi, trạng thái dẻo cứng.
Lớp 2: Cát pha, màu nâu vàng – nâu đỏ - xám trắng, trạng thái
chặc vừa.
Lớp 3: Sét Sét, màu loang lổ nâu vàng – nâu đỏ - xám trắng, trạng
thái dẻo cứng đến cứng.
Lớp 4: Cát pha hạt mịn, màu nâu vàng – nâu đỏ - tím, trạng thái
chặt vừa.
3.2.2 Công trình tính toán so sánh
Công trình được tính toán so sánh, kiểm tra đối chứng cho
dạng cọc Franki với dạng cọc nhồi thông thường không được mở
rộng đáy là công trình « Văn phòng kho lưu trữ chứng từ Ngân hàng
Công Thương Trà Vinh », quy mô công trình gồm 1 tầng hầm và 8
tầng nổi.
3.2.3 Quy mô kiến trúc công trình
3.2.4 Giải pháp kết cấu và vật liệu sử dụng
3.3 Tải trọng và tác động
3.3.1 Tĩnh tải
Tĩnh tải tính toán = tải trọng tiêu chuẩn * hệ số vượt tải.
g tt g tc * n
3.3.2 Hoạt tải
Hoạt tải tính toán = hoạt tải tiêu chuẩn * hệ số vượt tải.
6
Ptt Ptc * n
3.3.3 Tải trọng gió
Thành phần tĩnh của gió được tính theo công thức như sau:
W W0 k c n(daN/ m2 )
Quy tải gió ra tả phân bố đều:
qgió = W x B (daN/m)
3.4 Các bƣớc tính toán và kết quả nội lực
3.5 Bài toán tính toán thiết kế cọc khoan nhồi và cọc Franki
3.5.1 Địa chất địa điểm xây dựng
3.5.2 Bài toán tính toán thiết kế so sánh cọc khoan nhồi và cọc
Franki
Bảng tổng hợp nội lực tính toán móng M1
Hệ
số
Tải trọng tính toán
Tải trọng tiêu chuẩn
vượ
Cộ
t tải
t
N 0tt T M 0tt T .m Q0tt T
A
G
n
N 0tc T M 0tc T .m Q0tc T
273,81
6,25
4,07 1,15 238,09
5,43
3,53
274,34
2,52
0,38 1,15 238,55
2,19
0,33
3.5.2.1 Trường hợp 1 : Tính toán cọc khoan nhồi đường kính
D600 không mở rộng đáy
Vật liệu làm cọc
Cấu tạo cọc và chiều sâu chôn cọc
Dựa vào mặt cắt và bảng thống kê chỉ tiêu cơ lý của nền đất ta
nhận thấy lớp đất 4 là lớp đất tốt rất dày vì vậy có khả năng chịu
được tải trọng của nền.
Chọn chiều dài cọc là 32m. Cọc ngàm vào đài là 0,15m, đoạn
bê tông đập đầu cọc để lấy thép neo vào đài có chiều dài ≥ 30d =
30x20 = 600 là 0,6m.
Chiều cao đài: hđ ≥ 2D+0,1=2x0,6+0,1=1,5m. Chọn hđ= 1,5m.
Do công trình có tầng hầm nên độ cao mặt trên của đài cọc
trùng với độ cao mặt trên của sàn tầng hầm → ta chọn h=3,2+1,5=
4,7m.
Cốt thép trong cọc: theo qui phạm, hàm lượng cốt thép trong
7
cọc từ 0,4%0,65%. Chọn 12Ø14 có diện tích 18,08 cm2 (hàm lượng
cốt thép: 0,64%).
Như vậy chiều dài cọc tính từ đáy đài là 30-0,15-0,6 = 29,25m,
mũi cọc sẽ cắm vào lớp đất thứ 4 một đoạn với chiều dài là 1,15m
Chọn chiều sâu chôn móng
Dùng: Qmaxtt =5,03 (T)
Để kiểm tra điều kiện cân bằng áp lực ngang đáy đài theo công
thức thực nghiệm sau: (sơ bộ chọn bề rộng đài là 2,5m).
hm hmin 0.7tg (450
Với h tg 45o Q
min
2
)
tt
2Qmax
Bđ
tt
2 B
16032'
2 5, 03
)
0,8 (m)
2
1,92 2,5
Vậy hm thỏa điều kiện cân bằng áp lực ngang nên ta có thể tính
toán móng với giả thiết tải ngang hoàn toàn do lớp đất trên từ đáy đài
tiếp nhận.
Xác định sức chịu tải của cọc
a. Theo độ bền của vật liệu làm cọc:
Sức chịu tải tính toán theo điều kiện vật liệu của cọc được xác
định như sau:
hmin 0.7tg (450
PVL Ru Ab Ra As
R 350 10
777,7(T / m 2 )
4,5
Ru 4,5
600(T / m 2 )
Rau
R 2800 10
18.667(T / m2 )
1,5
1,5
AS diện tích cốt thép dọc trong cọc. Dùng 12Ø14 có As=
18,08(cm2)
PVL 600 0, 283 18.677 18, 08 104 200(T )
b. Theo chỉ tiêu cơ lý của đất nền
Pđn mmR .q p . Ap u m fi . f i li
Đối với đất hòn lớn có chất độn là cát và đối với đất cát trong
8
trường hợp cọc nhồi có và không mở rộng đáy, cọc ống hạ có lấy hết
nhân đất và cọc trụ thì tính theo công thức:
q p 0,75. . 1' .d . Ako . 1.h.Bko
Với =22 26’tra bảng, nội suy ta được Ako 9,5; Bko 18, 6
o
h 29, 25
48,75 α = 0,44
d
0,6
d = 0,6(m) β = 0,31.
1' 1,91(T / m3 )
1
5,6 1,92 7 1,1 15,5 1,92 1,15 1,91
1,72(T / m3 )
29, 25
q p 0,75. . 1' .d.Ako . 1.h.Bko 0,75 0,31 1,63 0,6 9,5 0,44 1,72 29,25 18,6
q p 97,9(T / m)
Bảng 3.5 Bảng tính mfi.li.fi của móng M1 cọc khoan nhồi.
LỚP
ĐẤT
1
2
3
4
TÊN, TRẠNG THÁI
ĐẤT
Bùn Sét pha, màu nâu
vàng – nâu đỏ - xám trắng,
lẫn ít sạn sỏi, trạng thái
dẻo cứng.
0,28
0,28
fi
(T/m²)
4,30
4,51
li.fi
(T/m)
8,60
9,02
9,70
0,28
4,72
7,56
11,50
13,50
15,50
17,00
18,50
20,50
22,50
24,50
26,50
28,50
30,50
32,25
<0
<0
<0
<0
<0
<0
<0
<0
6,71
6,99
7,27
7,48
7,69
7,97
8,25
8,53
8,81
9,09
9,37
9,62
13,42
13,98
14,54
7,48
15,38
15,94
16,50
17,06
17,62
18,18
18,74
14,42
33,58
-
9,80
11,27
li (m)
Zi (m)
IL
2,00
2,00
5,90
7,90
1,60
2,00
2,00
2,00
1,00
2,00
2,00
Sét Sét, màu loang lổ nâu 2,00
vàng – nâu đỏ - xám trắng, 2,00
trạng thái dẻo cứng đến
2,00
cứng.
2,00
2,00
1,50
Cát pha hạt mịn, màu nâu
vàng – nâu đỏ - tím, trạng 1,15
thái chặt vừa
Cát pha, màu nâu vàng –
nâu đỏ - xám trắng, trạng
thái chặc vừa.
TỔNG CỘNG:
Theo chỉ tiêu cơ lý của đất nền:
fi.li
219,71
9
Pđn 1 1,1 97,8 0, 283 1,884 0, 6 219, 71 274(T )
Sức chịu tải cho phép của cọc theo cường độ đất nền:
Qa
Pđn 274
156(T )
Ktc 1, 75
c. Sức chịu tải theo kết quả xuyên tiêu chuẩn SPT:
Sử dụng số liệu xuyên tiêu chuẩn SPT để tính toán sức chịu tải
giới hạn của cọc theo công thức của Nhật Bản:
Qu
1
.N a . Ap 0,2.N s.Ls Cu .Lc .d
3
1
Qu 15 40 0,283 0,2 (40 1,15 18 7) (1,56 5,6 4,68 15,5) 3,14 0,6
3
Qu 126(T )
So sánh các giá trị sức chịu tải của cọc chọn giá trị nhỏ nhất
trong các giá trị đưa vào tính toán:
Ptk = min Pvl , Qa , Qu 200;156;126 T
Vậy dùng Ptk = 126(T) để thiết kế cho móng.
Tính toán móng M1 dƣới chân cột trục A,G :
a. Xác định sơ bộ kích thước đài cọc và số lượng cọc :
Áp lực tính toán giả định tác dụng lên đế đài do phản lực đầu
cọc gây ra:
P
126
P tt tk 2
38,8(T / m2 )
(3d )
(3 0,6)2
Diện tích sơ bộ của đáy đài:
N tt
Fsb tt 0
P tb .h.n
N 0tt
273,81
9, 49(m2 )
Fđ = tt
=
P tb .h.n 38,8 2 4,9 1,1
Trọng lượng của đài và đất trên đài :
Nđ n Fđ H M tb 1,1 9, 49 4,9 0,5 2, 0 51,15(T )
Trong đó: Hệ số 0,5 là hệ số giảm chiều sâu hố móng do từ
mặt đất tự nhiên trở xuống có tính cả tầng hầm nên lượng đất trên đài
10
giảm.
Lực dọc tính toán xác định lên cốt đế đài :
N tt Nott Nđ 273,81 51,15 324,96T
Ước lượng số lượng cọc :
nc
N
P
tt
1, 2
324,96
3, 6 cọc
126
11,5 : hệ số tăng số lượng cọc do ảnh hưởng của M
Vậy chọn số lượng n = 4 cọc;
Khoảng cách L giữa các tim cọc 3d =3x0,6=1,8(m).
Khoảng cách từ tim cọc đến mép đài d chọn 0,6m.
Chọn hđ =1,5 m.
b. Kiểm tra tải trọng tác dụng lên cọc:
Kiểm tra với tổ hợp Nmax :
Chọn tiết diện đài móng (BxL)=4,2x3=12,6(m2)
Trọng lượng tính toán của 1 cọc:
Pctt n Ftt hc b 1,1 3,14 0,32 29, 25 2,5 22, 7T
Trọng lượng bản thân đài :
N đ n Fđ H M tb 1,1 12,6
4,9
2,0 67,9(T )
2
Lực dọc tính toán xác định đến cos đế đài:
N tt Nott Nđ 273,81 67,9 341, 71T
Moment tính toán xác định tương ứng với trọng tâm diện tích
các cọc tại đáy đài xác định theo công thức:
M tt M ott Q0tt hd 6, 25 4,07 1,5 12,36 T .m
Tải trọng tác dụng lên cọc được xác định theo công thức:
tt
max
P
N tt M tt .x n max
nc
xi2
tt
Pmin
N tt M tt .x k max
nc
xi2
Trong đó:
+ n : số lượng cọc trong đài: n = 4 cọc
11
+ xnmax=0,9m: khoảng cách từ trục chính y đến cọc chịu nén ngoài
cùng.
+ xkmax=1,5m: khoảng cách từ trục chính y đến cọc chịu kéo ngoài
cùng.
n
x
i 1
n
2
i
y
i 1
2
i
4.0,92 3, 24 m2
4 1,52 9 m2
341,71 12,36 1,5 12,36 0,9
22,7 113,6 T P 126 T
4
9
3,24
341, 71 12,36 1,5 12,36 0,9
79,9 T 0
4
9
3, 24
tt
Pmax
Pctt
tt
Pmin
Vậy cọc thoả điều kiện chịu nén và nhổ.
c. Kiểm tra điều kiện áp lực tại mặt phẳng mũi cọc:
Xác định góc ma sát trung bình theo chiều dài cọc :
i .hi 16o32' 5,6 23o37 ' 7 16o 260 15,5 22o 26' x1,15
=
18o 24'
29, 25
hi
Góc mở tb 18o 24 ' 4o36 '
4
tb =
Kích thước của khối móng qui ước:
+ Chiều dài của khối móng qui ước:
Lmq A1 2Lctg 3,8 2 29, 25 tg 4o36o 8, 5m
+ Chiều rộng của khối móng qui ước:
Bmq B1 2Lctg 2, 4 2 29, 25 tg 4o36o 7,1m
Chiều cao khối móng quy ước (kể từ mũi cọc đến cốt thiên
nhiên):
HM = 29,25 +4,9 = 34,15(m)
Diện tích móng khối quy ước:
Fmq 8, 5 7,1 60, 4m2
Thể tích của đài và cọc:
V 3, 0 4, 2 1,5 4 0, 283 29, 25 52m3
Thể tích của đất trong khối móng qui ước:
12
V 8,5 7,1 34,15 – 52 2009m3
Trọng lượng thể tích trung bình của đất trong khối móng qui ước:
5,6 1,92 7 1,1 15,5 1,92 1,15x1,91
1,7(T / m3 )
29, 25
tb
Trọng
lượng của khối móng qui ước:
Qmq 2,5 52 1, 7 2009 3545T
Trị tiêu chuẩn lực dọc xét đến đáy khối móng qui ước:
N
M
tc
mq
tc
mq
238,1 3545 3783,1T
5, 43 3,53 29, 25 108, 68T .m
Độ lệch tâm:
e
tc
M mq
N
tc
108, 68
0, 028m
3783,1
Trọng lượng thể tích trung bình của các lớp đất từ mũi cọc trở lên:
tb
Qmq
Fmq hm
3.545
1, 71(T / m3 )
60, 4 34,15
Áp lực tiêu chuẩn tại đáy móng qui ước:
Rtc m ( A.Bmq . 2 B.H M . 1 D.C tc )
A= 0,6329; B = 3,531; D = 6,124
Ctc = 0,78 T/m2 :Lực dính đơn vị của đất
Rtc 1 0,6329 7,11,91 3,531 34,15 1, 7 6,124 0,78 218T / m2
Ứng suất thực tế trung bình dưới khối móng qui ước:
tc
tb
p
tc
pmax
N
N
tc
mq
Fmq
tc
mq
Fmq
(1
3783,1
62, 6 T / m2
60, 4
6e 6e 3783,1 6 0,028 6 0,028
)
(1
) 65,31T / m2
Lm Bm 60,4
8,5
7,1
6e 6e 3783,1 6 0,028 6 0,028
)
(1
) 59,88 T / m2
Fmq
Lm Bm
60,4
8,5
7,1
+ Điều kiện để nền ổn định là :
tc
pmin
tc
Nmq
(1
13
Ptbtc R tc
tc
tc
Pmax 1,2.R
tc
Pmin 0
+ Ta thấy:
Ptc tb 62, 6 T / m2 Rtc 218 T / m2
Ptc max 65,31 T / m2 1, 2.Rtc 261 T / m2
Ptc min 59,88 T / m2 0
Vậy nền đáy móng khối quy ước thỏa điều kiện về ổn định.
Kiểm tra lún cho móng:
Ứng suất bản thân tại đáy khối móng quy ước.
2
zbt = i .hi 5,6 1,92 7 1,1 15,5 1,92 1,151,91 50,4 T / m
Ứng suất gây lún tại đáy khối móng quy ước.
zgl0 = Ptbtc zbt 62, 6 – 50, 4 12,1T / m2
Chia đất nền dưới đáy khối quy ước thành những lớp phân tố
bằng nhau có chiều dày dày z 0, 2 Bm 0, 2 7,1 1, 42m .
Chọn hi =1,42(m) tính ứng suất gây lún cho đến khi nào thỏa điều
kiện gl 0,2 bt thì ta tính lún đến độ sâu đó.
Bảng 3.6 Bảng tính lún
0
Độ
sâu
Z
(m)
0,00
1
K0
zigl
gl
zbt
0,00
1,00
(T/m2)
12,40
(T/m2)
50,40
1,42
0,20
0,96
11,90
48,77
2
2,84
0,40
0,82
9,76
41,81
3
4,26
0,60
0,63
6,15
32,8
4
5,68
0,80
0,48
2,95
24,98
Điểm
Z/B
P1i
P2i
Si
(T/m2)
(T/m2)
(m)
49,59
61,99
0,0032
45,29
57,19
0,0021
37,31
47,07
0,003
28,89
36,04
0,0011
S Si
0,0094
14
Khối móng quy ước có độ lún
S=ΣSi=0,94 (cm) <[S]=8 (cm)
Thỏa điều kiện độ lún.
3.5.2.2 Trường hợp 2 : Tính toán cọc
Franki đường kính D500
Tính toán cọc Franki D500 thi công
bằng phương pháp đóng từng lớp. Giả
thiết chiều dài cọc thiết kế Lc = 20m, bê
tông cọc mác 350#, thép cọc chọn 614,
thép AII.
Xác định sức kháng bên của cọc :
Tính theo cơ lý đất nền (theo SNIP 2.02.03.85) áp dụng công thức :
Q f m.u. 2 . i .li
m - hệ số điều kiện làm việc, lấy m = 1
α2 - hệ số điều kiện làm việc của đất ở mặt
bên cọc, tra bảng với trường hợp cọc chế tạo
bằng biện pháp đóng ông thép có bịt kín mũi rồi
rút dần ống thép khi đổ bê tông ; α2 = 0,8
Hình 3.5 Sơ đồ tính lún khối móng quy ước.
u - chu vi tiết diện cọc ; u 2R 2 3.14 0.25 1,571m
Tổng sức kháng bên cho phép của cọc :
Q f 1 1,571 0,8 116,74 / 1,4 104,8(T )
Như vậy để thiết kế cọc có sức chịu tải là Q = 273,81T, cần
thiết tạo mở rộng chân cọc để sức kháng mũi cọc cho phép là Qp=
273,81 - 104,8 = 169,01T
Áp dụng thiết bị giá búa KPF - 4K
Búa đóng sử dụng búa đóng APE (Số hiệu D150 - 13)
Động cơ Diezel, năng lượng xung kích là 369,448 kip.ft
Giả thiết hiệu suất búa đạt 90%, ta có năng lượng xung kích thực
của búa
E 0,9 369,448 332,5(kip. ft )
Đường kính ngoài ống dẫn : 508mm
Chiều dày thành ống : 26mm
Đường kính đầu búa : 330mm
15
Áp dụng công thức tính toán theo Nordlund, 1982 :
Sức kháng mũi cọc cho phép, (Qp)all được định tính từ công thức
thực nghiệm như sau :
Q
N V
W H b
K
2/3
p all
(kip)
Tra bảng : ta có K = 20 đối với đất sét và đối với bê tông cốt thép
đổ theo phương pháp vữa dâng.
Năng lượng xung kích : E W H 332,5(kip. ft )
Ta có :
Q
N V
332,5 b
20
2/3
p all
16,63 N b V
2/3
Như vậy để có được (Qp)all ta cần xác định các giá trị Nb và V
trong quá trình hạ cọc. Cần phải nhồi vào đáy cọc 35ft3 bê tông
(tương đương khoảng 1m3 bê tông) và cần 33 nhát đập để nhồi 5ft3 bê
tông khô cuối cùng vào nền.
Nghĩa là Nb =33/5= 6.56
Hệ số an toàn là 2,5
Q
p all
16,63 6,5635
2/3
/ 2.5 466.91kip 104,97T
Kết luận: Tải trọng cho phép tính toán của cọc là :
Qc all 104,97 104,8 209,77T
.
a. Xác định sức chịu tải của cọc
Theo độ bền của vật liệu làm cọc:
Sức chịu tải tính toán theo điều kiện vật liệu của cọc được xác
định như sau:
PVL Ru Ab Ra As
Trong đó:
R 350 10
777,7(T / m 2 )
4,5
Ru 4,5
600(T / m 2 )
Chọn Ru = 600(T/m2)
A : diện tích bêtông cọc, A = 0,196(m2)
16
Rau
R 2800 10
18.667(T / m2 )
1,5
1,5
AS : diện tích cốt thép dọc trong cọc. Dùng 8Ø14 có As =
13,56(cm2)
PVL 600 0,283 18,67 13,56 104 169,83T
b. Theo chỉ tiêu cơ lý của đất nền:
Pđn mmR .q p . Ap u m fi . f i li
Cọc ống hạ có lấy hết nhân đất và cọc trụ thì tính theo công
thức:
q p 0,75. . 1' .d . Ako . 1.h.Bko
d : đường kính của cọc, d = 0,5(m); h chiều sâu mũi cọc, h=20(m)
Với = 16o26’ tra bảng, nội suy ta được Ako 9,5; Bko 18, 6
h 20
40 0,44
d 0,5
d = 0,5(m) β = 0,31
1' 1,92 T / m3
5,6 1,92 7 1,1 7,4 1,92
1,633. T / m3
20
q p 0,75 1' d Ak0 1 h Bk0
1
0,75 0,31 1,92 0,5 9,5 0,44 1,633 20 18,6 64,27T / m
Theo chỉ tiêu cơ lý của đất nền:
Pdn 1 1,1 64,27 0,196 1,57 0,6 116,74 122,57T
Sức chịu tải cho phép của cọc theo cường độ đất nền:
Qa 171,59
So sánh các giá trị sức chịu tải của cọc chọn giá trị nhỏ nhất
trong các giá trị đưa vào tính toán:
Ptk min( Pvl , Qa ) (169,83;171,59)T
Vậy dùng Ptk = 169,83(T) để thiết kế cho móng.
Tính toán móng M1 dƣới chân cột trục A,G :
a. Xác định sơ bộ kích thước đài cọc và số lượng cọc :
Áp lực tính toán giả định tác dụng lên đế đài do phản lực đầu
17
cọc gây ra:
Ptt
Ptk
169,83
75,48(T / m2 )
2
2
(3d )
(3 0,5)
Diện tích sơ bộ của đáy đài:
Fsb
N 0tt
P tt tb .h.n
Trong đó:
N 0tt =273,81T; h =4,9m: chiều sâu chôn đài;
N0tt
273,81
4,23 m2
Fđ = tt
P tb .h.n 75,48 2 4,9 1,1
Trọng lượng của đài và đất trên đài :
Nd n Fd H m tb 1,1 4,23 4,9 2 0,5 22,8T
Trong đó: Hệ số 0,5 là hệ số giảm chiều sâu hố móng do từ
mặt đất tự nhiên trở xuống có tính cả tầng hầm nên lượng đất trên đài
giảm.
Lực dọc tính toán xác định lên cốt đế đài :
N tt N0tt Nd 273,81 22,8 296,61T
Ước lượng số lượng cọc :
nc
N
P
tt
1,2
296,61
2 cọc
169,83
11,5 : hệ số tăng số lượng cọc do ảnh hưởng của M
Vậy chọn số lượng n = 2 cọc;
Khoảng cách L giữa các tim cọc 3d =3x0,5=1,5(m).
Khoảng cách từ tim cọc đến mép đài d chọn 0,5m.
Chọn hđ =1,5m.
b. Kiểm tra tải trọng tác dụng lên cọc:
Kiểm tra với tổ hợp Nmax :
Chọn tiết diện đài móng (BxL)=2,2x2=4,4(m2)
Trọng lượng tính toán của 1 cọc:
Pctt n Ftt hm b 1,1 3,14 0,252 20 2,5 10,79T
Trọng lượng bản thân đài :
18
N đ n Fđ H M tb 1,1 4,4
4,9
2,0 23,72(T )
2
Lực dọc tính toán xác định đến cos đế đài:
N tt N0tt Nđ 273,81 23,72 297,53T
Moment tính toán xác định tương ứng với trọng tâm diện tích
các cọc tại đáy đài xác định theo công thức:
M tt M ott Q0tt hd 6, 25 4,07 1,5 12,36 T .m
Tải trọng tác dụng lên cọc được xác định theo công thức:
tt
max
N tt M tt .x n max
nc
xi2
tt
min
N tt M tt .x k max
nc
xi2
P
P
Trong đó:
+ n : số lượng cọc trong đài: n = 4 cọc
+ xnmax=0m: khoảng cách từ trục chính y đến cọc chịu nén ngoài
cùng.
+ xkmax=0,6m: khoảng cách từ trục chính y đến cọc chịu kéo ngoài
cùng.
n
x
i 1
n
2
i
y
i 1
2
i
0
2 0,62 1,44 m2
tt
Pmax
Pctt
tt
Pmin
297,53 12,36 0,6
10,79 164,7T P 209,77T
2
1,44
297,53 12,36 0,6
153,91T 0
2
1,44
Vậy cọc thoả điều kiện chịu nén và nhổ.
c. Kiểm tra điều kiện áp lực tại mặt phẳng mũi cọc:
Với quan niệm nhờ ma sát giữa mặt xung quanh cọc và đất bao
quanh, tải trọng của móng được truyền trên diện rộng hơn, xuất phát
- Xem thêm -
.PDF 
26 
549 
127 
