Đề tài Tìm hiểu về tính toán, thiết kế, ứng dụng, thi công cọc bê tông ly tâm dự ứng lực

ng giá. Hệ khung giá cố định và hệ khung giá di động, với chiều cao tổng cộng của hai hệ khung giá này phải lớn hơn chiều dài một đoạn cọc: nếu 1 đoạn cọc dài 6m thì khung giá phải từ 7 ÷ 8m mới có thể ép được cọc. Vì vậy khi thiết kế cọc ép, chiều dài một đoạn cọc phải khống chế bởi chiều cao giá ép trong khoảng 6 – 8m DÀN ÉP CỌC (ÉP ĐỈNH)Ø Ù Ï ÙØ Ù Ï ÙØ Ù Ï Ù V.1.1. CÁC BỘ PHẬN CỦA MÁY ÉPÙ Ä Ä Û Ù ÙÙ Ä Ä Û Ù ÙÙ Ä Ä Û Ù Ù CỌC (ÉP ĐỈNH)Ï ÙÏ ÙÏ Ù - Đối trọng: Thường dùng bê tông hoặc thép - Trạm bơm thủy lực gồm có: o Động cơ điện o Bơm thủy lực ngăn kéo o Ống tuy-ô thủy lực và giác thủy lực - Dàn máy ép cọc: gồm có khung dẫn với giá xi lanh, khung dẫn là một lồng thép được hàn thành khung bởi các thanh thép góc và tấm thép dầy. Bộ dàn hở 2 đầu để cọc có thể đi từ trên xuống dưới. Khung dẫn gắn với động cơ của xi-lanh, khung dẫn có thể lên xuống theo trục hành trình của xi-lanh o Dàn máy có thể di chuyển nhờ chỗ lỗ bắt các bulông. - Bệ máy ép cọc gồm 2 thanh thép hình chữ I loại lớn liên kết với dàn máy ứng với khoảng cách hai hàng cọc để có thể đứng tại 1 vị trí ép được nhiều cọc mà không cần phải di chuyển bệ máy. Có thể ép một lúc nhiều cọc bằng cách nối bulông đẩy dàn máy sang vị trí ép cọc khác bố trí trong cùng một hàng cọc. - Máy ép cọc cần có lực ép P gồm 2 kích thuỷ lực mỗi kích có Pmax = P/2 (T) M¸ y Ðp c ä c (ETC-03-94) MÁY ÉP CỌCÙ Ù ÏÙ Ù ÏÙ Ù Ï V.1.2. NGUYÊN LÝ ÉP CỌCÂ Ù Ù ÏÂ Ù Ù ÏÂ Ù Ù Ï - Dàn máy được lắp ráp với bệ máy bằng 2 chốt như vậy có thể di chuyển ép một số cọc khi bệ máy cố định tại một chỗ, giảm số lần cẩu đối trọng - Ống thả cọc được 2 xilanh nâng lên hạ xuống, năng lượng thủy lực truyền đi từ trạm bơm qua xilanh qua ống thả cọc và qua gối đầu cọc truyền sang cọc, với đối trọng năng lượng sẽ biến thành lực dọc trục ép cọc xuống đất. V.1.3. CHỌN MÁY ÉP CỌCÏ Ù Ù ÏÏ Ù Ù ÏÏ Ù Ù Ï - Chọn máy ép cọc để đưa cọc xuống chiều sâu thiết kế, cọc phải qua các tầng địa chất khác nhau tùy theo điều kiện cụ thể của địa chất công trình. - Muốn cho cọc qua được những địa tầng đó thì lực ép cọc phải đạt giá trị: Pep >=K. Pc - Trong đó: o Pep – lực ép cần thiết để cọc đi sâu vào đất nền tới độ sâu thiết kế o K – hệ số K > 1; có thể lấy K = 1,5 – 2 phụ thuộc vào loại đất và tiết diện cọc o Pc – tổng sức kháng tức thời của nền đất, Pc = Pmui + Pmasat o Pmui : phần kháng mũi cọc o Pmasat : ma sát thân cọc - Như vậy, để ép được cọc xuống chiều sâu thiết kế cần phải có một lực thắng được lực ma sát bên của cọc và phá vỡ cấu trúc của lớp đất dưới mũi cọc. Lực ép đó bằng trọng lượng bản thân cọc và lực ép bằng thủy lực. Lực ép cọc chủ yếu do kích thủy lực tạo ra. V.2. PHƯƠNG PHÁP ÉP ÔMÙ Ù ÂÙ Ù ÂÙ Ù Â - Đây là phương pháp ép dùng tĩnh lực. Lực ép được tác dụng từ hai bên hông cọc do chấu ma sát tạo nên để ép cọc xuống - Ưu điểm o Do biện pháp ép từ 2 bên hông của cọc, máy ép không cần phải có hệ khung giá di động, chiều dài đoạn cọc ép có thể dài hơn. - Nhược điểm o Eùp cọc từ hai bene hông cọc thông qua 2 chấu ma sát do do khi ép qua các lớp ma sát có nội ma sát tương đối cao như á sét, sét dẻo cứng... lực ép hông thường không thể thắng được lực cản do ma sát tăng để hạ cọc xuống sâu. o Nói chung, phương pháp này không được sử dụng rộng rãi bằng phương pháp ép đỉnh V.2.1 ĐẶC ĐIỂM CỦA MÁYË Å Û ÙË Å Û ÙË Å Û Ù - Không bị rung lắc, không có khí thải và độ ồn thấp trong quá trình làm việc. ít ảnh hưởng tới môi trường xung quanh và đến các công trình phụ cận ( độ ồn của máy < 90 dB ). - Làm việc an toàn và ổn định : Trong quá trình làm việc cọc có thể được đặt chính xác vào vị trí ép bởi một cần trục (cần cẩu) đặt sẵn trên máy. Sau đó đợc - kẹp thẳng đứng bằng xilanh kẹp và được ép xuống đất một cách êm nhẹ cho đến khi đạt được sức chịu tải thiết kế. - Chất lượng tin cậy : Hai cặp má kẹp (ở hai vị trí trên và dới) kẹp cọc và định vị cọc ở vị trí ép mong muốn. Lực ép cọc được thể hiện thông qua áp suất dầu của hệ thống thủy lực, do đó có thể nâng cao tỷ lệ thành công khi ép. - Cọc luôn nằm trên phương thẳng đứng khi ép nên giảm được rủi ro. Máy được thiết kế để khi cần có thể ép theo phương nghiêng, độ nghiêng có thể lên đến 10o. - Năng suất của máy cao : Máy có thể tự di chuyển trên công trờng và ép được 180m - 500m cọc trong 1 ca làm việc ( 8 giờ ). - Kết cấu máy linh động: Máy được thiết kế để quá trình lắp dựng, vận chuyển và tháo lắp dễ dàng. Bộ phận má kẹp có thể thay đổi được để phù hợp với các loại cọc có hình dáng và kích thước khác nhau. - Chỉ cần sử dụng một máy để thi công cho một công trường mà vẫn đảm bảo tiến độ. V.2.2 CÁCÙÙÙ BỘ PHẬN MÁY ÉP CỌCÄ Ä Ù Ù ÏÄ Ä Ù Ù ÏÄ Ä Ù Ù Ï - Các kết cấu chính của máy được thể hiện như trên các hình sau: KẾT CẤU CHÍNH CỦẤ Á ÛÁ Á ÛÁ Á Û MÁÝÙÙ 1-Xilanh nâng hạ máy; 2-Dầm chính; 3-Cabin điều khiển chính; 4-Giá ép; 5- Xilanh ép; 6-Cọc ép; 7-Cần trục; 8-Gia trọng; 9-Cặp chân đế di chuyển dọc; 10- Cặp chân đế di chuyển ngang; 11-Thân máy; 12 Cầu thang. V.2.3 QUÁ TRÌNH DI CHUYỂN MÁÝ Å ÙÙ Å ÙÙ Å Ù  Quá trình di chuyển theo chiều ngangù å àù å àù å à - Máy di chuyển theo chiều ngang nhờ hai cặp chân đế nằm dọc theo máy. Các chân đế này bị hạn chế hành trình bởi hai chân đế nằm dọc. Hành trình di chuyển theo chiều ngang máy là 0.8m. Đó cũng chính là hành trình của hai xilanh nằm trong hai chân đế này. Khi bắt đầu di chuyển, đầu tiên các xilanh nâng hạ máy co lại hết hành trình. Như vậy hai chân đế nằm dọc sẽ được co lên theo các xilanh nâng hạ. Lúc này các xilanh nằm trong các chân đế ngang sẽ hoạt động, chúng đẩy ra hết hành trình của xilanh. Như vậy toàn bộ máy được đẩy tới trước cùng với hai chân đế dọc máy nhờ các cụm bánh xe di chuyển chạy trên các ray nằm trong chân đế. Khi các xilanh ngang hết hành trình thì các xilanh nâng hạ bắt đầu đẩy ra và từ từ hạ hai chân đế dọc xuống. Hai chân đế dọc chạm đất nhưng các xilanh nâng hạ vẫn chưa dừng lại, chúng tiếp tục đẩy ra và hai chân đế ngang máy được nâng lên khỏi mặt đất. Lúc này các xilanh nâng hạ dừng lại, tiếp theo các xilanh ngang trong chân đế sẽ co lại. Quá trình co lại này sẽ kéo theo các cụm bánh xe di chuyển theo. Như vậy lúc này các chân đế ngang sẽ trượt trên các cụm bánh xe di chuyển và tiến về một phía. Sau đó các xilanh nâng hạ lại co lại và bắt đầu một bước di chuyển mới. Quá trình này cứ lặp đi lặp lại và làm cho máy di chuyển được tới vị trí mong muốn theo chiều ngang (phía trái hoặc phía phải). KẾT CẤU CỦA CƠ CẤ Á ÛÁ Á ÛÁ Á Û ÁU DI CHUYỂN Á ÅÁ ÅÁ Å NGANG 1-Xilanh di chuyển; 2-Chân đế; 3-Chốt liên kết xilanh; 4-Cụm bánh xe di chuyển; 5- Phần liên kết với khung chính; 6-Thanh liên kết hai cụm bánh xe; 7-Ray.  Quá trình di chuyển theo chiều dọc.ù å à ïù å à ïù å à ï - Quá trình di chuyển theo chiều dọc nhờ các xilanh nằm trong các chân đế dọc. Các xilanh này có hành trình lớn hơn các xilanh ngang (3.6m). Quá trình di chuyển theo chiều dọc này cũng tương tự như trong quá trình di chuyển theo chiều ngang máy. Khi bắt đầu chuyển dịch thì các xilanh nâng hạ thay vì co lại thì ở đây sẽ đẩy ra hết hành trình để nâng hai chân đế nằm ngang lên. KẾT CẤU CỦA CƠ CẤ Á ÛÁ Á ÛÁ Á Û ÁU DI CHUYỂN DỌCÁ Å ÏÁ Å ÏÁ Å Ï - Kết cấu của cơ cấu này cũng tương tự như của cơ cấu di chuyển ngang. Chỉ khác là các cụm bánh xe di chuyển ở đây được liên kết khớp với các xilanh nâng hạ máy và hệ xilanh có chiều dài lớn hơn. Hoạt động của cơ cấu này cũng như của cơ cấu di chuyển ngang máy. Máy có thể di chuyển dọc (trước hoặc sau) như ý muốn.  Một số đặc điểm khi sử dụng máy.ä á ë å û ï ùä á ë å û ï ùä á ë å û ï ù - Hiện nay các máy ép thủy lực đang được sử dụng nhiều khi không đáp ứng được các yêu cầu trong khi thi công bởi máy làm việc có hiệu quả không cao. Việc tháo lắp máy cũng dễ dàng nhưng trong qúa trình thi công thì gặp phải không ít khó khăn bởi việc di chuyển máy từ vị trí ép cọc này đến vị trí ép cọc khác. Việc máy ép này ra đời sẽ giảm được rất nhiều công việc cho các quá trình đó. Quá trình điều khiển máy không phức tạp vì máy điều khiển toàn bộ bằng hệ thống thủy lực. So với các máy đang được sử dụng hiện nay thì máy này có thể tăng cao được năng suất hơn nên giảm được chi phí thi công. Máy có tính năng đa dạng bởi máy có thể ép được nhiều loại cọc khác nhau,. Với máy ép này thì không cần nhiều nhân công. Chính vì thế mà ta thấy tính năng của máy này cao hơn rất nhiều so với các loại máy khác. - Một ưu điểm nổi bật của máy la ngoài dàn ép ở giữa máy còn có bộ phận ép được những cọc ở biên và ở góc. Khoảng cách từ cọc đến biên từ 0.45 – 0.8 m. Khoảng cách từ cọc đến góc từ 0.8 – 1.2 m. V.3 PHƯƠNG PHÁP ĐÓNG CỌCÙ Ù ÏÙ Ù ÏÙ Ù Ï - Đây là phương pháp đóng dùng xung lực. Lực đóng được tác dụng từ hai bên hông cọc do chấu ma sát tạo nên để đóng cọc xuống - Ưu điểmååå o Do phương pháp đóng dùng xung lực nên lực đóng khẻo hơn lực đóng do tĩnh lực nhiều. o Với loại đất tốt có độ chối cao như đất cát, sét laterit… dùng phương pháp đóng cọc có thể xuyên qua được. Trong khi đó dùng phương pháp đóng cọc khó có thể xuyên qua. o Dàn búa đóng cọc gọn nhẹ, di chuyển cơ động, thi công được ở mặt bằng lầy lội hoặc nền đất quá yếu. - Nhược điểmï åï åï å o Gây tiếng ồn lớn. Nên thường không sử dụng trong thành phố hoặc trong khu dân cư. o Khi đóng gây ảnh hưởng đến công trình lân can nếu khoảng cách từ vị trí đóng đến công trình lân can gần quá. THI CÔNG ĐÓNG CỌCÂ Ù ÏÂ Ù ÏÂ Ù Ï V.3.1 PHÂN LOẠI BÚA ĐÓNG CỌCÂ Ï Ù Ù ÏÂ Ï Ù Ù ÏÂ Ï Ù Ù Ï - Tuỳ theo cấu tạo và nguyên lí làm việc, búa đóng cọc chia thành: BÚA TREÓÙÙ - Búa treo (còn gọi là búa rơi tự do). Quả búa bằng gang nặng 100 - 3.000 kg được kéo lên bằng tời đến độ cao khoảng từ 2 đến 4 m cách đầu cọc rồi dùng dây kéo chốt làm cho quả búa rơi tự do xuống đầu cọc. BÚA HƠIÙÙÙ - Búa hơi còn gọi là búa gió hoạt động bằng lực khí nén, nâng quả búa cho đập vào đầu cọc. Nếu khí nén chỉ nâng quả búa, để quả búa rơi tự do đập xuống là búa đơn động. Nếu quả búa rơi xuống lại có lực của khí nén đè thêm vào, được gọi là búa song động. - Kết cấu máy bao gồm hai bộ xi lanh pit tông, xi lanh búa và xi lanh nén, giữa hai xi lanh là bộ phận điều khiển. Máy làm việc nhờ áp suất thay đổi của không khí nén trong xi lanh tác dụng vào pit tông búa. Áp suất cực đại của không khí là 4at. Khối lượng bộ phận rơi là đặc tính kĩ thuật chủ yếu của máy. Loại máy này chỉ còn chế tạo với khối lượng bộ phận rơi lớn nhất là 1.000 kg và nhỏ nhất là 50 kg. Từ chuyển động quay của động cơ qua cơ cấu biên - tay quay làm pit tông nén thực hiện chuyển động tịnh tiến. - Ở Việt Nam, Công ti Cơ khí Mai Động (Hà Nội) đã chế tạo được loại máy này có khối lượng bộ phận rơi: 50 kg, 75 kg, 150 kg và 250 kg. V.3.1.1 PHÂN LOẠI Â ÏÂ ÏÂ Ï BÚA HƠI ÙÙÙ V.3.1.1.1 BÚA HƠI ĐƠN ĐỘNGÙ ÄÙ ÄÙ Ä - Là búa hơi chỉ dùng áp lực của khí nén hay hơi nước nâng búa lên độ cao đóng cọc, sau đó xả nhanh khí ra từ xi lanh cho búa rơi xuống mà hạ cọc. Ta chỉ xét phần búa công tác . - Cấu tạo:á ïá ïá ï 1 - Xi lanh - búa ;2 - Đầu búa (cán pitông) ;3 - Khe khống chế độ cao nâng búa ; 4 - Pitông ;5 - Van điều phối khí. o Búa là xilanh nặng từ 1 đến 9 tấn, được treo trên giá bằng tời cáp. o Độ cao nâng búa từ 0,7 đến 1,6m. - Hoạt độngï äï äï ä o Nguyên lý hoạt động: Khi đóng cọc, tỳ đầu búa 2 vào mũ cọc, mở van điều phối 5 cho khí vào phần trên xilanh - búa để nâng búa lên tới độ cao cho phđóng. Sau đó lại dùng van 5 xả nhanh khí ra làm xilanh - búa rơi xuống tác dụng lực hạ cọc . Búa diesel kiểu ống dẫn : piston là vật nặng rơi trong ống dẫn hướng (xilanh) để tạo ra lực đóng cọc. o Giai đoạn 1: khởi động búạ û ä ùï û ä ùï û ä ù Dùng móc kéo piston lên cao, không khí nạp vào xi lanh qua lỗ, rãnh sẽ điều khiển bơm bơm dầu vào lõm với áp suất khoảng 1,5 đến 2 kG/cm2. Khi móc va chạm vào cò thì móc trượt khỏi piston, piston rơi tự do. o Giai đoạn 2 : piston rơi và nén không khíï ø ù âï ø ù âï ø ù â Piston rơi xuống đóng kín lỗ thoát nạp khí thì không khí trong xilanh bắt đầu được nén, áp suất và nhiệt độ tăng, vào cuối hành trình, áp suất khoảng 30 kG/cm2, nhiệt độ khoảng 6000C. Khi phần lồi trên piston va đập vào phần lõm trên đế búa thì truyền lực đóng cọc, đồng thời làm cho dầu văng tung toé thành những hạt nhỏ. o Giai đoạn 3 : hỗn hợp nhiên liệu cháy và giãn nở sinh côngï ã ï â ä ù ø õ û âï ã ï â ä ù ø õ û âï ã ï â ä ù ø õ û â Dầu diesel ở trạng thái những hạt nhỏ hoà trộn với không khí ở nhiệt độ và áp suất cao sẽ tự bốc cháy, áp suất và nhiệt độ trong xilanh tăng nhanh. Một phần áp lực khí cháy sẽ đẩy piston lên cao, phần còn lại tác dụng lên đế búa và truyền xuống cọc. o Giai đoạn 4 : thải khí cháy, nạp khí mới, điều khiển bơm dầụ û ù ï ù à å àï û ù ï ù à å àï û ù ï ù à å à Khi piston văng lên đi qua lỗ thoát nạp khí thì khí cháy thoát nhanh ra ngoài, piston tiếp tục đi lên theo quán tính lại hút không khí vào xilanh, rãnh trên piston lại điều khiển bơm bơm dầu vào lõm. Vận tốc piston giảm dần đến không rồi rơi xuống tiếp tục một chu kỳ khác. Muốn cho búa dừng thì giật dây điều khiển cho bơm dầu ngừng hoạt động. - Ưu điểmååå o Đơn giản về cấu tạo,đ ầu dạng ga được tạọ ra ngay trong xi lanh và các ưu điểm như búa 2 cọc dẫn. Loại này đơn giản, độ nâng thấp, chiếm ít diện tích, có thể không cần giá búa. - Nhược điểmï åï åï å o Là thiết bị trung gian gồm máy nén, nồi hơi, ống dẫn dễ hỏng. Trọng lượng hiệu dụng thấp ,công suất sử dụng nhỏ,tần số đóng cọc không cao,và cũng chỉ dung để đóng cọc ,không tác dụng với đất mềm V.3.1.1.2 BÚA HƠI SONG ĐỘNGÙ ÄÙ ÄÙ Ä - Ở loại này khi nâng hạ búa đều dùng áp lực hơi hay khí nén. Dùng nó có thể đóng cọc có đường kính lớn tới 50cm, có thể dùng để nhổ cọc nếu lắp bộ kẹp vào đầu búa. Bộ phận công tác chủ yếu la xi lanh-búa 1.Đó là khối thđóng rất nặng,trong long có khoắt buồng chứa khí, hai bên có rảnh trượt. - Hai cọc dẫn hướng hình trụ,đường kính 5:7(cm),dài tới 4m.pít tông cố định trên bệ tỳ,búa được treo lên giá. - Sơ đồ búa thủy lực song động: 1. Đế búa; 2. Thân búa; 3. Đầu búa; 4.Cán piston; 5. Khoang dưới piston; 6. Piston; 7. Van một chiều; 8. Van phân phối; khoang trên piston; I. Ống vào; II. Ốùng ra. - Cấo tạố ïá ïá ï 1 - Xilanh ;2 - Pitông búa ;3 - Đầu búa (cán pitông) ;4 - Mũ cọc ;5 - Cọc ; 6 - Khe nạp - thải khí trên ;7 - Khe thải - nạp khí dưới ;8 - Lớp đệm ; a -> b là quá trình nâng búa lên còn b -> a là quá trình hạ búa đóng cọc. - Hoạt độngï äï äï ä o Khi đong cọc, tỳ đầu búa trên mũ cọc,dung tời cáp nâng xi lanh-búa lên rồi thả rơi cho hai cọc dẫn để làm cho 2 nhiệm vụ chính:tác dụng lục xung kích hạ cọc và nén khí trong xi lanh đến áp suất và nhiệt độ cao.Dầu ở dạng sương mù được bơm vào bốc cháy làm giản nở môi chất,đẩy xi lanh lên,và xi lanh lại rơi xuống. o Khi đóng cọc thì tỳ đáy xi lanh lên mũ cọc, nạp khí vào khe nạp 7 phía dưới để nâng pitông-búa lên cao, rồi lại nạp khí vào khe 6 phía trên tạo áp lực hạ pittông - búa giáng xuống đầu cọc. o Búa hơi song động có công dụng nh- búa đơn động nhưng cọc được đóng có o đường kính lớn hơn, nặng hơn do tần số đóng cọc và lực đóng cọc cao hơn. - Ưu điểmååå o Tác dụng là 200 đến 500 nhát đóng trong 1 phút, ít phá đầu cọc, có thể tăng giảm được áp lực đóng cọc, có thể làm việc như một máy nhổ cọc. Trọng lượng thiết bị nhỏ,trọng lượng thiết bị nhỏ,không cần có thiết bị trung gian như động cơ ,máy nén khí,nồi hơi,dễ chăm sóc bảo dưỡng. - Nhược điểmï åï åï å o Trọng lượng đóng cọc nhỏ (25%), thiết bị trung gian cồng kềnh. Không hạ được cọc xuống nền đất mềm,hơn một nữa công suất dung để nén khí,đòi hỏi năng lượng là dầu nặng,tần số đóng cọc thấp 50:75 nhát/phút. V.3.1.1.3 BÚA ĐIÊZENÙ ÂÙ ÂÙ Â - Hoạt động bằng năng lượng do đốt cháy hơi đốt là hỗn hợp giữa nhiên liệu và không khí tác động trực tiếp lên quả búa. - Sơ lược cấu tạo và nguyên lý công tác của búa diesel a) Kiểu thanh dẫnå ãå ãå ã : 1. Bệ đở trên; 2. Răng cưa; 3. Miệng phun;4. Thanh dẫn; 5. Móc treo; 6. Xà ngang; 7. Tay đòn; 8. Thanh treo móc cẩu;9. Chốt; 10. Búa; 11. Chốt; 12. Piston;13. Ống dẫn; 14. Thanh đóng mở;15. Bơm dầu; Bệ đở dưới; b) Kiểu piston xung kíchååå : 1. Lỗ lòng chảo; 2. Bơm dầu; 3. Cánh tay đòn; 4.Thùng dầu dự trữ; 5. Ngăn chứa dầu nhờn; 6. Piston; 7. Cylinder; 8. Ống nối; Mũ hình cầu;10. Vòng xiết chặt; 11. Bệ; 12. Chốt. V.3.1.1.4 BÚA RUNGÙÙÙ - Nguyên tắc làm việc dùng năng lượng do rung động gây ra kết hợp với lực va đập của búa. Vì kết hợp sự rung truyền dao động đến cọc, làm giảm hệ số ma sát trong của đất và lực dính kết giữa đất và cọc, nên đóng cọc dễ dàng, năng suất cao và tiết kiệm nhiên liệu. Có 2 loại búa rung: loại dùng điện (thi công với xe cẩu) và loại thuỷ lực gắn trên máy đào (excavator). Tần số rung thường trong khoảng từ 20 đến 40 Hz. Lực ly tâm do búa tạo ra có thể lên đến 4000 kN (tương đương 400 tấn). Điều cần lưu ý khi thi công là sự cộng hưởng gây ra bởi tần số rung có thể gây hại đến các công trình lân cận. Sơ đồ nguyên lý làm việc của các loại máy rung a) loại nối cứngï á ùï á ùï á ù : 1. Động cơ; 2. Đĩa lệch tâm; 3. Khối nặng. b) loại nối mềmï á àï á àï á à : 4. Mũ cọc; 5. Lò xo (spring); c) loại va rungïïï : 1. Võ máy; 2. Đĩa lệch tâm; 3,4. Bệ va đập;5. Lò xo; 6. Mũ cọc. KẾT LUẬNÁ ÄÁ ÄÁ Ä - Qua quá trình phân tích các thiết bị thi công cọc. Thấy được các ưu nhược điểm của từng phương pháp. Xét về yếu tố kỹ thuật thi công cọc bằng búa đóng có ưu điểm hơn do phương pháp đóng dùng xung lực. - Về yếu tố điều kiện thi công máy đóng cọc rất cơ động có thể thi công ở những điều kiện khó khăn mà máy đóng dùng tĩnh lực không thực hiện được. - Dàn đóng cọc có nhược điểm là gây tiếng ồn lớn và gây ảnh hưởng công trình lân cận nếu thi công gần công trình lân cận. - Tuy nhiên công trình nằm xa khu dân cư thì việc thi công cọc bằng phương pháp đóng là hoàn toàn khả thi. VI. TÍNH TOÁN VÍ DỤ THỰC TẾ Ù Ï Ï ÁÙ Ï Ï ÁÙ Ï Ï Á VI.1.GIỚI THIỆU VỀ CÔNG TRÌNHÙ Ä À ÂÙ Ä À ÂÙ Ä À Â - Công trình gồm 15 tầng cốt ±0.00m được chọn đặt tại mặt sàn tầng 1. Cốt đất tự nhiên tại cốt -0.750m. Chiều cao công trình là 47.3m tính từ cốt ±0.00m - Mặt bằng công trình hình chứ nhật, chiều dài 52mà øà øà ø , chiều rộng 27.6mà äà äà ä . - Công trình gồm có 14 tầng nổi và 1 tầng ngầm. Mặt bằng hình chữ nhật khuyết có chiều dài: 52m và chiều rộng: 27.6m. Chiều cao của công trình kể từ mặt đất là 47.3m. Sàn tầng hầm đặt ở cốt -2.450m so với cốt tự nhiên. Kết cấu khung cột, sàn không dầm ứng suất trước, kết hợp với lõi cứng BTCT. Sàn tầng hầm dày 30 cm. Mặt bằng công trình nằm trong tổng thể quy hoạch khu chung cư trước đây là một bãi đất trống rất lớn, khu đất không bị giới hạn bởi các công trình lân cận, nên mặt bằng công trình rất thoáng, thuận lợi khi thi công. Công trình có 4 mặt không tiếp giáp các công trình lân cận do đó khi thiết kế và thi công móng khá thuận lợi, không ảnh hưởng đến các công trình lân cận như sạt lở đất, lún… - Công trình là nhà nhiều tầng tường chịu lực, Theo TCXD 205:1998 độ lún lớn nhất cho phép Sgh = 8cm, độ lún lệch tương đối giới hạn ∆gh = 0,001. VI.2.TÍNH TOÁN MÓNGÙ ÙÙ ÙÙ Ù M1 - Tính toán ùùù móng Mùùù 1 (phần được đánh dấu khung đỏ trên mặt bằng móng) - Tính toán sức chịu tải theo vật ù ù û äù ù û äù ù û ä liệu làm cọcä ø ïä ø ïä ø ï của cọc UST theo tiêu chuẩn JIS A 5337 – 1982 - Tính toán sức chịu tải theo đất nềnù ù û á àù ù û á àù ù û á à theo TCXD 205:1998 Lớpùùù Tênâââ đấtááá γ (KN/m3) γđn (KN/m3 γd (KN/m3) W (%) WL (%) WP (%) N ϕ (°) CII (KPa) E (KPa) 1 Sét, xám trắng, dẻo mềm 18.3 8.67 13.65 35.64 44. 97 23.17 7 8.5 15.47 5548 2 Sét, xám trắng, dẻo cứng 19.78 10.09 15.91 24.33 36. 97 18.63 15 12.52 22.5 6992 3 Sét pha, xám trắng, dẻo cứng 19.97 10.41 16.51 21.01 31. 07 15.99 19 13.02 24.48 7296 4 Cát pha, nâu, dẻo 20.06 10.54 16.84 19.17 22. 02 16.64 22 22.52 9.02 12357 5 Cát hạt nhỏ và trung 20.1 10.13 16.58 16 - - 51 31 1 42000 Ghi chú: + Mực nước ngầm ổn định ở độ sâu -0.300m đến -0.900m. + Dung trọng đẩy nổi tính toán cho các lớp đất dưới mực nước ngầm BẢNG CHỈ TIÊU CƠ LÝ CỦA CÁC LỚP ĐẤTÛ Â Ù Û Ù Ù ÁÛ Â Ù Û Ù Ù ÁÛ Â Ù Û Ù Ù Á CHUNG CƯ TÁI ĐỊÙÙÙ NH CƯ A24 Ở QUẬN 8 TP.HỒ CHÍ MINHÛ Ä ÀÛ Ä ÀÛ Ä À MẶT CẮT ĐỊA CË ÉË ÉË É HẤT VÀ CHIỀU SÂU CHÔN MÓNG, CỌCÁ Ø À Â Â Ù ÏÁ Ø À Â Â Ù ÏÁ Ø À Â Â Ù Ï VI.3 TÍNH SỨC CHỊU TẢI CỦA CỌCÙ Û Û ÏÙ Û Û ÏÙ Û Û Ï VI.3.1 TÍNH SỨC CHỊU TẢI THEO VẬT LIỆÚ Û Ä ÄÙ Û Ä ÄÙ Û Ä Ä LÀM CỌCØ ÏØ ÏØ Ï - Chọn đường kính cọc ống ƯST: D500 - Áp dụng tiêu chuẩn JIA A 5337 – 1982 - Kích thước theo nhà sản xuất cho cọc ống D500 như sau: Đường kính (mm) Chiều dày (mm) Loại Chiều dài (m) 600 100 A 11 - Bê tông cọc có: • Cường độ chịu nén của bê tông: cuσ = 800kg/cm 2 • Cường độ bê tông sau khi căng cáp: cpσ 560kg/cm 2 • Cường độ chịu kéo: btσ = 80kg/cm 2 • Mô đun đàn hồi của bê tông cọc: Ec = 4.0 x 105 kg/cm2 • Mô đun đàn hồi của bê tông cọc sau khi căng cáp: Ec’ = 3.5 x 105 kg/cm2 Hình: Chi tiết mặt cắt cọc ống ƯST Bảng thônû âû âû â g số cọc ống ƯST D5á ï áá ï áá ï á 00 Đường kính cọc (mm) 500 Loại A Chiều dày (mm) 100 Bán kính ngoài ro (cm) 25 Bán kính trong ri (cm) 15 Bán kính bố trí cáp rp (cm) 20 Diện tích của cọc (cm2) 1256.64 Đường kính và số lượng cáp 7.1 x 18 Tổng diện tích cáp ƯST (cm2) 7.13 VI.3.1.1 TÍNH MÔ MEN GÂY NỨTÂ Â ÙÂ Â ÙÂ Â Ù • Cường độ chịu kéo của cápø ä ù û ùø ä ù û ùø ä ù û ù ƯST: piσ 1 20.8 0.8 13000 10400( / )pi py kg cmσ σ= × = × = 2 20.7 0.7 14500 10150( / )σ σ= × = × =pi pu kg cm Với : puσ : cường độ chịu kéo cực hạn của thép ƯST pyσ : cường độ chịu kéo giới hạn chảy của thép ƯST ⇒Chọn: min (ïïï 1piσ ; 2 piσ ) = 10150 (kg/cm 2) • Cường độ chịu kéo của thép đặt vào trong ƯSTø ä ù û ù ë øø ä ù û ù ë øø ä ù û ù ë ø : ptσ 1 ' pi pt P O A n A σ σ =   +     n’: hệ số tỉ lệ giữa mô đun đàn hồi trước vàsau khi căng cáp n’ = 20 5.71 3.5 = = P CP E E Đường kính cọc (mm) 500 Loại A Ap (cm2) 7.13 Ac (cm2) 1256.64 Ao (cm2) 1249.51 ptσ (kg/cm 2) 9829.64 • Ưùng suấtù áù áù á ban đầu của à ûà ûà û bê tôngâ ââ ââ â : cptσ 2( ) ( / )ptcpt Ap kg cm Ao σ σ × = Đường kính cọc (mm) 500 Loại A ptσ (kg/cm 2) 9829.64 cptσ (kg/cm 2) 56.06 • Tính tổn hao cường độ do từ biến và co nå ø ä ø á øå ø ä ø á øå ø ä ø á ø gót của bê tôngù û â âù û â âù û â â : pψσ∆ 2( / ) 1 ( / ) (1 0.5 ) cpt p cpt pt n Ep s kg cm n ψ ψ σ ε σ σ σ ψ × × + × ∆ = + × × + × 20 5 4 = = = Ep n Ec ; 2 là hệ số kể đến ảnh hưởng của từ biếnψ = 30.15 10sε −= × là hệ số xét ảnh hưởng của co ngót của bê tông Đường kính cọc (mm) 500 Loại A pψσ∆ (kg/cm2) 814.17 • Giảm cường độ do chùng ứng suất của thépû ø ä ø ù á û ùû ø ä ø ù á û ùû ø ä ø ù á û ù : rσ∆ ( ) 22 ( / )r pt pr kg cmψσ σ σ∆ = − × ∆ ; Với r = 0.035 là hệ số chùng ứng suất Đường kính cọc (mm) 500 Loại A r σ∆ (kg/cm2) 287.05 • Cường độ chịu kéo hữu hiệu của cáp : peσ 2( / )pe pt p r kg cmψσ σ σ σ= − ∆ − ∆ Đường kính cọc (mm) 500 Loại A ptσ (kg/cm 2) 9829.64 pψσ∆ (kg/cm2) 814.17 r σ∆ (kg/cm2) 287.05 peσ (kg/cm 2) 8728.43 • Ứng suất hữu hiệu của bê tông : ceσ 2( / )pece Ap kg cm Ao σ σ ∆ × = Đường kính cọc (mm) 600 Loại A Ap (cm2) 7.13 Ao (cm2) 1249.51 ceσ (kg/cm 2) 49.78 • Đặc trưng hình học của tiết diện: o Mô men quán tính: eI 4 4 2 4( ) ( ) 4 2e o i p nI r r Ap r cmpi= × − + × × Đường kính cọc (mm) 500 Loại A 0r (cm) 25 ir (cm) 15 pr (cm) 20 n 5 Ap (cm2) 7.13 eI (cm 4) 274161.92 o Mô đun kháng uốn: eZ 3( )= e e o IZ cm r Đường kính cọc (mm) 500 Loại A eZ (cm 3) 10966.84 • Mô men gây nứt: 'crM ' ( )( . )σ σ= +cr e bt ceM Z T m Đường kính cọc (mm) 500 Loại A eZ (cm 3) 16452 btσ (kg/cm2) 80 ceσ (kg/cm2) 49.78 ' crM (t.m) 14.23 'brM (t.m) 21.35 ' brM : mô men gây gãy cọc ' '1.5br crM M= (theo tiêu chuẩn JIS A 5337 – 1982) VI.3.1.2 TÍNH TOÁN VỀ SỨC CHỊU TẢIÙ À Ù ÛÙ À Ù ÛÙ À Ù Û  Theo công thức Nhật Bảnâ ù ä ûâ ù ä ûâ ù ä û o Sức chịu tải lâu dài: 1 / 4 ( )a cu ce cR Aσ σ= × − × (tấn) o Sức chịu tải tức thời tới hạn theo vật liệu: 1 / 2 ( )a cu ce cR Aσ σ= × − × (tấn) Đường kính cọc (mm) 500 Loại A cuσ (kg/cm2) 800 ceσ (kg/cm2) 49.78 Ac (cm2) 1256.64 Ra (T) Ra dài hạn 235.69 Ra tức thời 471.38  Theo tiêu chuẩn ACI â åâ åâ å – 543 Sức chịu tải cho phép: Pe '(0.33 0.27 ) e c pe cP f f A= × − × × ' 2800( / )c cuf kg cmσ= = ; 249.78( / )σ= =pe cef kg cm Đường kính cọc (mm) 600 Loại A ' c cuf σ= (kg/cm2) 800 pe cef σ= (kg/cm2) 49.78 Ac (cm2) 1256.64 Pe (T) 314.86 KẾT LUẬN: Á ÄÁ ÄÁ Ä • Sức chịu tải lâu dàiù û â øù û â øù û â ø Ta có : Ra = 235.69 (T) < Pe = 314.86 (T) ⇒ Vậy chọn ä ïä ïä ï sức chịu tải theo vật liệú û ä äù û ä äù û ä ä là øøø PVL min = 235 (Tấn)ááá • Sức chịu tải tức thời ù û ù øù û ù øù û ù ø PVLmax = 470 (Tấn)ááá • Mô men gây uốn nứtâ â á ùâ â á ùâ â á ù : ' 14.23 ( . )=crM T m • Mô men gây gãy cọcâ â õ ïâ â õ ïâ â õ ï : ' 21.35 ( . )=brM T m (Theo tiêu chuẩn JIS A – 5337 – 1982) VI.3.2 KIỂM TRA CỌC KHI VẬN CHUYỂN, CẨU LẮPÅ Ï Ä Å Å ÉÅ Ï Ä Å Å ÉÅ Ï Ä Å Å É VI.3.2.1 KHI VẬN CHUYỂN CỌCÄ Å ÏÄ Å ÏÄ Å Ï - Tải trọng phân bố: ( )2 20.5 0.3 2.5 1.5 0.471 / 4 pi γ − = = × × =btq F n T m Trong đó: n = 1.5 – hệ số động. - Sơ đồ tính: Chọn a sao cho Mg = Mn => a = 0.207Lcọc = 2.28m - Giá trị Mmax = 2 20.471 2.28 1.22 2 2 × = = qa Tm VI.3.2.2 KHI CẨU CỌC LÊN GIÁ ĐÓNGÅ Ï Â Ù ÙÅ Ï Â Ù ÙÅ Ï Â Ù Ù - Sơ đồ tính: Chọn b sao cho Mg = Mn => b = 0.294Lcọc = 3.234m - Giá trị Mmax = 2 20.471 3.234 2.46 2 2 × = = qb Tm VI.3.2.3 KHI CẨU CỌC Ở HAI ĐẦÅ Ï Û ÀÅ Ï Û ÀÅ Ï Û ÀU - Giá trị Mmax = 2 20.471 11 7.12 8 8 × = = cqL Tm KẾT LUẬN:Á ÄÁ ÄÁ Ä Trong tất cả các trường hợp cẩu cọc trên giá trị Mômen lớn nhất Mmax = 7.12 Tm. Trong khi đó giá trị Mômen gây nứt cọc Mcọcïïï = 14.23 Tm. ⇒Như vậy cọc hoàä ï øä ï øä ï øn toàn đủ khả năng chịu lực.ø û û ê ïø û û ê ïø û û ê ï VI.3.3 TÍNH TOÁN SỨC CHỊU TẢI CỌC THEO ĐẤT NỀNÙ Ù Û Ï Á ÀÙ Ù Û Ï Á ÀÙ Ù Û Ï Á À VI.3.3.1 TÍNH TOÁN SỨC CHỊU TẢI CỌC Ù Ù Û ÏÙ Ù Û ÏÙ Ù Û Ï THEO CHI TIÊU CƠ LÝ Â ÙÂ ÙÂ Ù ĐẤT NỀN Á ÀÁ ÀÁ À ( PHỤ LỤC B,Ï ÏÏ ÏÏ Ï TCXD 205:1998 ) - Sức chịu tải cực hạn của cọc tính theo công thức: . .= + u s s p pQ A f A q - Sức chịu tải cho phép của cọc tính theo công thức: = + psa s p QQQ FS FS o Trong đó: FSs: Hệ số an toàn cho thành phần ma sát bên, lấy bằng 1,5 - 2. FSp: Hệ số an toàn cho sức chông dưới mũi cọc, lấy bằng 2 - 3. - Công thức chung tính toán thành phần ma sát bên tác dụng lên cọc: ' .tanσ φ= +a h afs c ; Với ' '0 .h vKσ σ= .s s xqQ f S= o Trong đó: ca : Lực dính giữa thân cọc và đất (T/m2). 'σ h : Ứng suất hữu hiệu của đất theo phương vuông góc với mặt bên cọc (T/m 2). φa : Góc ma sát giữa cọc và đất nền 'σ v : Ứng suất hữu hiệu của đất theo phương đứng xqS : Diện tích xung quanh cọc 0K : Hệ số áp lực ngang của đất BẢNG TÍNH THÀNH PHẦN SỨC CHỊU TẢI CỌC DO MA SÁT STT Tên Lớp Đất Lớp phân tố: li (m) Zi (m) K0 (1- sinϕ) σv’ (T/m2) σh' (T/m2) fi (T/m2) Qsi(T) 2 Se ùt, xa ùm tra éng , d ẻo cư ùng 1.20 0.600 0.7866 0.605 0.476 2.354 4.43 1.20 1.800 0.7866 1.816 1.429 2.562 4.83 1.20 3.000 0.7866 3.027 2.381 2.770 5.22 3 Se ùt p ha , x ám tra éng , d ẻo c ứn g 1.450 4.325 0.7749 4.502 3.489 3.254 7.41 1.450 5.775 0.7749 6.012 4.658 3.524 8.02 1.450 7.225 0.7749 7.521 5.828 3.795 8.64 1.450 8.675 0.7749 9.031 6.998 4.065 9.25 4 C át p ha , n âu , d ẻo 2.000 10.400 0.6201 10.962 6.797 3.694 11.60 2.000 12.400 0.6201 13.070 8.104 4.231 13.28 2.000 14.400 0.6201 15.178 9.411 4.767 14.97 2.000 16.400 0.6201 17.286 10.718 5.304 16.66 2.000 18.400 0.6201 19.394 12.025 5.841 18.34 2.000 20.400 0.6201 21.502 13.332 6.378 20.03 2.000 22.400 0.6201 23.610 14.639 6.915 21.71 2.000 24.400 0.6201 25.718 15.946 7.452 23.40 2.000 26.400 0.6201 27.826 17.254 7.989 25.08 1.500 28.150 0.6201 29.670 18.397 8.459 19.92 1.000 29.400 0.6201 30.988 19.214 8.794 13.81 5 C át h ạt nh ỏ va ø tru ng 1.500 30.650 0.4850 31.048 15.057 9.147 21.54 1.450 32.100 0.4850 32.517 15.770 9.575 21.05 Tổngååå Qs 271 - Công thức chung tính toán cường độ chịu tải dưới mũi cọc: '. . . . γσ γ= + +p c vp q pq c N N d N o Trong đó: c = 0,1: Lực dính của đất (T/m2) ' 32.517 :σ = vp Ứng suất hữu hiệu theo phương thẳng đứng tại độ sâu mũi cọc do trọng lượng bản thân đất, (T/m2). , , :γc qN N N Hệ số sức chịu tải, phụ thuộc vào góc ma sát trong của đất, hình dạng mũi cọc và phương pháp thi công. (Tra bảng được: Nc =32.67, Nq = 20.63, Nγ = 25.99) ' . . . . 0,1 32.67 32.517 20.63 1,013 0.5 25.99 687( / 2) γσ γ=> = + + = × + × + × × => = p c vp q p p q c N N d N q T m - Sức chịu tải dưới mũi cọc: Qp = Apxqp = 0.196 x 687 = 134(T) - Sức chịu tải cho phép của cọc tính theo công thức: 271 134 180( ) 2 3 = + = + ≈psa s p QQQ T FS FS Trong đó: FSs: Hệ số an toàn cho thành phần ma sát bên, lấy bằng 2. FSp: Hệ số an toàn cho sức chông dưới mũi cọc, lấy bằng 3. VI.3.3.2 TÍNH TOÁN SỨC CHỊU TẢI CỌC THEO KẾT QUẢ THÍ NGHIỆM SPTÙ Ù Û Ï Á Û ÄÙ Ù Û Ï Á Û ÄÙ Ù Û Ï Á Û Ä NGOÀI HIỆN TRƯỜNGØ Ä ØØ Ä ØØ Ä Ø - Sử dụng số liệu thí nghiệm xuyên tiêu chuẩn SPT để tính toán sức chịu tải giới hạn của cọc theo công thức của Nhật Bản cho trong TCXD 205:1998 - Sức chịu tải cho phép của cọc: PSPT = 1 3 [ (0,2 ) ]α + + Πa s s cN A N L CL dp (T) Trong đó: - Na: chỉ số SPT của đất dưới mũi cọc, mũi cọc nằm trong lớp cát pha 4 có N = 51 - Ns: chỉ số SPT của lớp cát bên thân cọc, do bên thân cọc có lớp cát pha 4 (N4 =22) và lớp cát hạt nhỏ và trung 5 (N5 = 51) - Ls (m): chiều dài đoạn cọc nằm trong đất cát, cọc xuyên qua lớp cát: lớp cát pha 4 (L4 = 20.5m), lớp cát hạt trung (L5 = 2.9m). - Lc (m): chiều dài đoạn cọc nằm trong đất sét, cọc xuyên qua các lớp sét: sét 2 (L2 = 3.6m); sét pha 3 (L3 = 5.8m); - Ap =0.196m2 : diện tích tiết diện mũi cọc. - α: hệ số phụ thuộc phương pháp thi công cọc, α = 30 cho cọc đóng. - C: lực dính không thoát nước của đất theo SPT. Với lớp sét pha 2: C2 = 0.7143xN2 = 0.7143x15 = 10.71 (T/m2). Với lớp sét pha 3: - C3 = 0.7143xN3 = 0.7143x19 = 13.57 (T/m2). - Từ đó ta có: PSPT = 1 3 x{30x51x0.19625 + (0.2x(22x20.5+51x2.9) + 10.71x3.6 + 13.57x5.8)x3.14x0.5} = 224 (T) KẾT LUẬNÁ ÄÁ ÄÁ Ä Dựa vào kết quả tính sức chịu tải của nền theo điều kiện độ bền vật liệu làm cọc Pv, tính toán sức chịu tải đất nền theo phụ lục B, theo kết quả xuyên tiêu chuẩn SPT ta có: Pvl = 235 (T) > PSPT = 224(T) > Qa = 180(T) ⇒Do vậy ta chọn Qa ä ïä ïä ï =180 (T) để tính toán cọc.å ù ïå ù ïå ù ï VI.4 THIẾT KẾ MÓNG M1Á Á ÙÁ Á ÙÁ Á Ù VI.4.1 TẢI TRỌNGÛ ÏÛ ÏÛ Ï VI.4.1.1 TẢI TRỌNG TÍNH TOÁNÛ Ï ÙÛ Ï ÙÛ Ï Ù - Tải trọng tính toán được sử dụng để tính toán nền móng theo trạng thái giới hạn thứ nhất. - Dựa vào bảng tổ hợp nội lực chân cột : Tải trọng truyền xuống móng theo hai phương X và Y: Trường hợp tải Q0Xtt Q0Ytt Ntt M0Xtt M0Ytt (T) (T) (Tm) (Tm) (Tm) (Nmax,M0Xtu,M0Ytu,Q0Xtu,Q0Ytu) 2.1 21.5 1542 11.2 6.4 (M0Xmax,M0Ytu,Ntu,Q0Xtu,Q0Ytu) 0.4 41.5 1410 268.6 0.4 (M0Ymax,M0Xtu,Ntu,Q0Xtu,Q0Ytu) 3.5 15.9 1357 6.9 8.4 VI.4.1.2 TẢI TRỌNÛ ÏÛ ÏÛ Ï G TIÊU CHUẨNÂ ÅÂ ÅÂ Å - Tải trọng tiêu chuẩn được sử dụng để tính toán nền móng theo trạng thái giới hạn thứ hai. - Tải trọng lên móng đã tính được từ Etabs là tải trọng tính toán, muốn có tổ hợp các tải trọng tiêu chuẩn lên móng đúng ra phải làm bảng tổ hợp nội lực chân cột khác bằng cách nhập tải trọng tiêu chuẩn tác dụng lên công trình. Tuy nhiên, để đơn giản quy phạm cho phép dùng hệ số vượt tải trung bình n =1,15. Như vậy, tải trọng tiêu chuẩn nhận được bằng cách lấy tổ hợp các tải trọng tính toán chia cho hệ số vượt tải trung bình. Trường hợp tải Q0Xtc Q0Ytc Ntc M0Xtc M0Ytc (T) (T) (Tm) (Tm) (Tm) (Nmax,M0Xtu,M0Ytu,Q0Xtu,Q0Ytu) 1.9 18.7 1340 9.8 5.6 VI.4.2 SƠ BỘ CHIỀU SẬ ÀÄ ÀÄ À ÂU ĐÁY ĐÀI VÀ CÁC KÍCH THƯỚC:Â Ù Ø Ø Ù ÙÂ Ù Ø Ø Ù ÙÂ Ù Ø Ø Ù Ù - Thiết kế mặt đài trùng mép trên kết cấu sàn tầng hầm trùng cốt -2.5m qui ước - Chọn chiều cao đài móng là hđ =1,6m - Chiều sâu đặt đáy đài tính từ cốt đất tự nhiên là 4.1m. - Chân cọc cắm sâu vào lớp cát hạt nhỏ và trung (lớp đất 5) đoạn 2.95m. - Phần cọc ngàm vào đài 15 (cm). VI.4.3 XÁC ĐỊNH SỐ LƯỢNG CỌC:Ù Á Ï ÏÙ Á Ï ÏÙ Á Ï Ï - Ta có áp lực tính toán do phản lực đầu cọc tác dụng lên đáy đài ( ) ( ) 805.03 180 3 22 === xd Q p att (T) - Diện tích sơ bộ của đáy đài: 20 1.16.15.280 1542 .. ≈ − = − = xxnhptt NF bt tt sb γ (m2) Trong đó: - Ntt0 - lực dọc tính toán xác định tại đỉnh đài, lấy giá trị lớn nhất khi tổ hợp tải trọng tác dụng theo hai phương, - Ntt = Ntt max = 1542 T - h : chiều sâu đặt đáy đài kể từ cốt sàn hầm h = 1.6m - n : hệ số vượt tải n = 1,1 - γbt : là trọng lượng riêng của bê tông γbt =2.5 (T/m3). - Trọng lượng tính toán sơ bộ của đài: Nttsb = n.Fsb. h.γbt = 1.1×20×1.6×2.5 = 89.7 (T) - Số lượng cọc sơ bộ: 8.11 180 75.8915423.1 =+=+= xQ NN n a tt sb tt c β - Chọn thực tế nc = 12 cọc để bố trí cho móng. - Khoảng cách giữa các tim cọc ≥ 3d = 1.5m; Khoảng cách từ tim cọc đến mép đài ≥ 0,7d = 0.35m lấy bằng 0.5m; Mặt bằng bố trí cọc cho móng như hình vẽ sau: VI.4.4 KIỂM TRA LỰC TÁC DỤNG LÅ Ï Ù ÏÅ Ï Ù ÏÅ Ï Ù Ï ÊN CỌCÂ ÏÂ ÏÂ Ï VI.4.4.1 KIỂM TRA VỚI TỔ HỢP NÅ Ù Å ÏÅ Ù Å ÏÅ Ù Å Ï max Trường hợp tải Q0Xtt Q0Ytt Ntt M0Xtt M0Ytt (T) (T) (Tm) (Tm) (Tm) (Nmax,M0Xtu,M0Ytu,Q0Xtu,Q0Ytu) 2.1 21.5 1542 11.2 6.4 - Từ mặt bằng bố trí cọc ta có diện tích đáy đài thực tế là: Ftt = 4×5.5 = 22 (m2). - Trọng lượng của đài sau khi bố trí cọc: Nttđ = n.Ftt. hđ.γbt = 1.1×22×1.6×2.5 = 96.8 (T) - Lực dọc tính toán xác định đến đỉnh đài: Ntt = N0tt + Nttđ =1542 + 96.8 = 1638 T. - Vì móng chịu tải lệch tâm theo hai phương (phương trục x và y), lực truyền xuống cọc được xác định theo công thức sau: max max max,min 2 2 . . tttt tt ytt x i i M xN M yP n x y = ± ± ∑ ∑ Trong đó: - nc = 12 là số lượng cọc trong móng. - Mxtt và Mytt : là mô men uốn tính toán tương ứng quanh trục x và trục y Ta có : - MXtt = M0Xtt + Q0Ytt×hđ = 11.2 + 21.5×1.6 = 45.6 (Tm) - MYtt = M0Ytt + Q0Xtt×hđ = 6.4 + 2.1×1.6 = 9.8 (Tm) Với: 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=1,6m là chiều cao đài. - xmax, ymax (m): khoảng cách từ tim cọc biên đến trục Y, X. - xi, yi (m): khoảng cách từ trục cọc thứ i đến các trục đi qua trọng tâm diện tích tiết diện các cọc tại mặt phẳng đáy đài (xem sơ đồ bố trí cọc). Thay số vào ta có : max,min 2 2 2 1638 9.8 1.5 45.6 2.25 12 8 1.5 6 2.25 6 0.75 × × = ± ± × × + × ttP - Pttmax = 138(T). - Pttmin = 136 (T). - Ptttb = 137 (T). - Trọng lượng tính toán của cọc: - Pc = 33x3.14x(0.252 -0.172) x2.5x1.1 = 10 (T). - Kiểm tra lực truyền xuống cọc : - Pmaxtt + Pc = 138 + 10 = 148 (T) < Qđ = 180 (T) : Thoả mãn điều kiện lực truyền xuống cọc; Chênh lệch lực truyền xuống cọc và sức chịu tải của cọc khá nhỏ nên chọn cọc có đường kính và chiều sâu chôn cọc như trên là đạt yêu cầu. - Mặt khác Pttmin = 136 (T) > 0 nên ta không phải tính toán kiểm tra theo điều kiện chống nhổ. VI.4.4.2 KIỂM TRA VỚI TỔ HỢP MÅ Ù Å ÏÅ Ù Å ÏÅ Ù Å Ï xmax, Mymax - Các tổ hợp cần kiểm tra: Trường hợp tải Q0Xtt Q0Ytt Ntt M0Xtt M0Ytt (T) (T) (Tm) (Tm) (Tm) (M0Xmax,M0Ytu,Ntu,Q0Xtu,Q0Ytu) 0.4 41.5 1410 268.6 0.4 (M0Ymax,M0Xtu,Ntu,Q0Xtu,Q0Ytu) 3.5 15.9 1357 6.9 8.4 - Vì móng chịu tải lệch tâm theo hai phương (phương trục x và y), lực truyền xuống cọc được xác định theo công thức sau: max max max,min 2 2 . . = ± ± ∑ ∑ tttt tt ytt x i i M xN M yP n x y Trong đó: xmax = 1.5m, ymax = 2.25m 22 9mxi =∑ , 22 36myi =∑ Bảng tínhûûû lực tác dụng lên đầu cọcï ù ï â à ïï ù ï â à ïï ù ï â à ï Loại Tổ Hợpï å ïï å ïï å ï Tổ ååå Hợpïïï Q0Xtt Q0Ytt Ntt M0Xtt M0Ytt Pmax Pmin Ptb (T) (T) (Tm) (Tm) (Tm) (T) (T) (T) (M0Xmax,M0Ytu, Ntu,Q0Xtu,Q0Ytu) TH5 0.36 41.49 1410 268.6 0.419 129.3 121.9 125.6 (M0Ymax,M0Xtu, Ntu,Q0Xtu,Q0Ytu) TH2 3.47 15.89 1357 6.909 8.361 121.6 120.6 121.1 - Trọng lượng tính toán của cọc: - Pc = 33x3.14x(0.252 -0.172) x2.5x1.1 = 10 (T). - Kiểm tra lực truyền xuống cọc : - Pmaxtt + Pc = 129.3 + 10 = 139.3 (T) < Qđ = 180 (T) : Thoả mãn điều kiện lực truyền xuống cọc; Chênh lệch lực truyền xuống cọc và sức chịu tải của cọc khá nhỏ nên chọn cọc có đường kính và chiều sâu chôn cọc như trên là đạt yêu cầu. - Mặt khác Pttmin = 120.6 (T) > 0 nên ta không phải tính toán kiểm tra theo điều kiện chống nhổ. VI.5 KIỂM TRA THEO ĐIỀU KIỆN BIẾN DẠNGÅ À Ä Á ÏÅ À Ä Á ÏÅ À Ä Á Ï VI.5.1 ÁP LỰC TIÊU CHUẨN ĐÁY KHỐI MÓNG QUI ƯỚCÙ Ï Â Å Ù Á Ù ÙÙ Ï Â Å Ù Á Ù ÙÙ Ï Â Å Ù Á Ù Ù - 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 từ mép ngoài cọc tại đáy đài và nghiêng một góc α = ϕtb/4 Trong đó : 1 1 2 2 1 2 ... ... n n tb n h h h h h h φ φ φφ + + += + + + ở đây : 12.52 3.6 13.02 5.8 22.52 20.5 2.95 31 20.6 3.6 5.8 20.5 2.95 o tb x x x xφ + + += = + + + Vậy α = 20.6o/4 = 5.1o - Chiều dài đáy khối móng quy ước: LM = 4.5 + 2×(1/2) + 2×33×tg5.1o = 10.9 (m). - Chiều rộng đáy khối móng quy ước: BM = 3 + 2×(1/2) + 2×33×tg5.1o = 9.4 (m). - Chiều cao khối móng quy ước (kể từ mũi cọc đến mặt đài vì công trình có tầng hầm) là: HM = 33+ 1.6 = 34.6 (m). - Xác định trọng lượng của khối móng quy ước : o Trọng lượng trong phạm vi đế đài trở lên đến cốt thiên nhiên xác định theo công thức: Ntc1=LM × BM×h×γtb =10.9×9.4×1.6×2.0 = 330.5 (T). o Trọng lượng lớp đất thứ 2 trong phạm vi từ cao trình đáy đài đến đáy lớp 2 đó có trừ đi phần cọc chiếm chỗ (có kể đến γđn): Ntc1= (10.9x9.4 – 12x3.14x0.252 -0.172 )x3.6x1.009 = 364 (T). o Trọng lượng lớp đất thứ 3 trong phạm vi từ cao trình đáy lớp đất 2 đến đáy lớp 3 đó có trừ đi phần cọc chiếm chỗ (có kể đến γđn): Ntc2= (10.9x9.4 – 12x3.14x0.252 -0.172 )x5.8x1.041 = 606 (T). o Trọng lượng lớp đất thứ 4 trong phạm vi từ cao trình đáy lớp đất 3 đến đáy lớp 4 đó có trừ đi phần cọc chiếm chỗ (có kể đến γđn): Ntc6 = (10.9x9.4 – 12x3.14x0.252 -0.172 )x20.5x1.054 = 2168 (T). o Trọng lượng lớp đất thứ 5 trong phạm vi từ cao trình đáy lớp đất 4 đến mũi cọc đó có trừ đi phần cọc chiếm chỗ (có kể đến γđn): Ntc6 = (10.9x9.4 – 12x3.14x0.252 -0.172 )x2.95x1.013 = 295 (T). - Trọng lượng tiêu chuẩn cọc trong phạm vi khối móng quy ước : Ntcc = 12x3.14x(0.252 -0.172)x33x2.5 = 104 (T) - Trọng lượng khối móng quy ước: Ntcqư = 3888 (T) - Trị tiêu chuẩn lực dọc xác định đến đáy khối quy ước: Ntc = Notc + Ntcqư = 1340 + 3888 = 5228 (T). - Mômen tiêu chuẩn tương ứng trọng tâm đáy khối quy ước: o Mômen quanh trục Y: MYtc = MYtc0 + QXtc×(33 + 1.6) = 5.6 + 1.9×(33 + 1.6) = 70 (Tm) o Mômen quanh trục X: MXtc =MXtc0 +QYtc×(33 + 1.6) = 9.8 + 18.7×(33 + 1.6) = 655.4 (Tm) - Độ lệch tâm: o Theo trục X: 70 0.0134 5228 tc Y x tc M e N = = = (m) o Theo trục Y: 655.4 0.1254 5228 tc X y tc M e N = = = (m) - Áp lực tiêu chuẩn ở đáy khối quy ước: max min 6 6 1 tc ytc x M M M M eN e L B L B σ   = ± ±    max min 5228 6 0.0134 6 0.1252 1 10.9 9.4 10.9 9.4 tc x xx x σ   = ± ±    - σtcmax = 54.5 (T/m2). - σtcmin = 46.7 (T/m2). - σtctb = 50.6 (T/m2). VI.5.2 SỨC CHỊU TẢI ĐẤT NỀN Ở ĐÁY KHỐI MÓNG QUI ƯỚCÙ Û Á À Û Ù Á Ù ÙÙ Û Á À Û Ù Á Ù ÙÙ Û Á À Û Ù Á Ù Ù - Cường độ tính toán của đất ở đáy khối móng quy ước: RM = 1 2 tc m m K (ABMγII + BHMγ’II + DCII) Trong đó : o Ktc = 1 vì các chỉ tiêu cơ lý của đất lấy theo số liệu thí nghiệm trực tiếp đối với đất. o Tra bảng 3-1(sách “Hướng dẫn đồ án nền và móng”) ta có m1 = 1,4; m2= 1,0 vì công trình không thuộc loại tuyệt đối cứng. o Trị tính toán thứ hai của góc ma sát trong lớp cát là ϕII = 31o tra bảng 3-2 (sách “Hướng dẫn đồ án nền và móng”) ta có : A = 1.21 ; B = 5.97 ; D = 8.25 ; - Trọng lượng riêng đất dưới đáy khối quy ước: γII = γđn = 1,013 (T/m3). - Trọng lượng riêng đất từ đáy khối quy ước trở lên: ' 3.5 0.867 3.6 1.009 5.8 1.041 20.5 1.054 2.95 1.013 1.043 3.5 3.6 5.8 20.5 2.95 II x x x x xγ + + + += = + + + + (T/m3) - Lực dính đơn vị dưới đáy khối quy ước: CII = 0.1 Kpa = 0,1 T/m2. - Ta có được : 1.4 1 (1.21 9.4 1.013 5.97 34.6 1.041 8.25 0.1) 1 M x R x x x x x= + + = 322 (T/m2) - So sánh : o σtcmax = 54.5 (T/m2) < 1,2.RM = 386 (T/m2). o σtctb = 50.6 (T/m2) < RM = 322 (T/m2). - Vậy ta có thể tính toán được độ lún của nền theo quan niệm nền biến dạng tuyến tính. Trường hợp này nền từ chân cọc trở xuống có chiều dày tương đối lớn, đáy của khối quy ước có diện tích bé nên ta dùng mô hình nền là bán không gian biến dạng tuyến tính để tính toán. VI.5.3 TÍNH LÚN KHỐI MÓNG QUI ƯỚCÙ Á Ù ÙÙ Á Ù ÙÙ Á Ù Ù ỨNG SUẤT BẢN THÂN Ù Á Û ÂÙ Á Û ÂÙ Á Û Â - Tại đáy lớp đất 1: σbtz= 3.5 = 3.5×0.867 = 3.03 (T/m2). - Tại đáy lớp đất 2: σbtz= 3.5+3.6 = 3.03 + 3.6×1.009 = 6.67 (T/m2). - Tại đáy lớp đất 3 σbtz = 3.5+3.6+5.8 = 6.67 + 5.8×1.041 = 12.7 (T/m2). - Tại đáy lớp đất 4 σbtz = 3.5+3.6+5.8+20.5 = 12.7 + 20.5×1.054 = 34.31 (T/m2). - Tại đáy khối quy ước: σbt = 34.31 + 2.95x1.013 = 37.3 (T/m2). ỨNG SUẤT GÂY LÚN Ở ĐÁY KHỐI QUY ƯỚC :Ù Á Â Ù Û Ù Á ÙÙ Á Â Ù Û Ù Á ÙÙ Á Â Ù Û Ù Á Ù - σglz=0 =σtctb - σbt = 50.6 – 37.3 = 13.36 (T/m2). - ứng suất gây lún độ sâu Z dưới đáy khối quy ước : - σglzi = Koi.σtcz=0 (T/m2). ĐỘ LÚNÄ ÙÄ ÙÄ Ù - Chia đất nền dưới đáy khối quy ước thành các lớp có chiều dày bằng nhau và bằng BM/5 = 9.4/5 = 1.88 (m). Ta có bảng tính toán sau : Điểm Độ sâu z (m) LM/BM 2z/BM Ko σglzi (T/m2) σbt (T/m2) 0 0 1.16 0.00 1.000 13.36 37.30 1 1.5 1.16 2.59 0.982 13.12 38.82 2 3 1.16 5.18 0.893 11.93 40.34 3 4.5 1.16 7.77 0.753 10.06 41.86 4 6 1.16 10.36 0.611 8.16 43.38 - Phạm vi chịu lún tính đến độ sâu ứng suất gây lún bằng 1/5 ứng suất do trọng lượng bản thân của đất gây ra - Giới hạn tính lún lấy đến điểm 4 ở độ sâu 8.0m kể từ đáy khối móng qui ước. - Độ lún của nền: S = ∑ = 4 1 8.0 i i gl zi i h E σ = ) 2 16.806.1093.1112.13 2 36.13( 4200 5.18.0 ++++ x = 0.0131m => S = 1.31cm < Sgh = 8cm: Vậy móng thoả điều kiện về độ lún. VI.6 TÍNH TOÁN VÀ CẤU TẠO ĐÀI CỌCÙ Ø Á Ï Ø ÏÙ Ø Á Ï Ø ÏÙ Ø Á Ï Ø Ï VI.6.1 KIỂM TRA ĐIỀU KIỆN CHỌC THỦNGÅ À Ä Ï ÛÅ À Ä Ï ÛÅ À Ä Ï Û - Chiều cao đài chọn là 1.6m - Bê tông đài sử dụng bê tông cấp độ bền B30, có Rb = 17MPa. - Lớp Bêtông lót đáy đài đá 1x2, M150 dày 100mm. - Kiểm tra điều kiện đâm thủngå à ä â ûå à ä â ûå à ä â û : vẽ tháp đâm thủng thì đáy tháp nằm trùm ra ngoài trục các cọc. Như vậy đài không bị đâm thủng. VI.6.2 TÍNH TOÁN MÔMEN VÀ THÉP ĐẶT CHO ĐÀI CỌC:Ù Â Ø Ù Ë Ø ÏÙ Â Ø Ù Ë Ø ÏÙ Â Ø Ù Ë Ø Ï VI.6.2.1 TÍNH MÔMENÂÂÂ - Xét 2 mặt ngàm 1-1 và 2-2 - Mômen tương ứng với mặt ngàm 1-1 : M1 = r1(P1 + P2 + P3) Ở đây P1 = P2 =P3 = Pmax = 138 (T); r1 = 0.95 (m). M1 = 0.95x3x138 = 393(T.m). - Mômen tương ứng với mặt ngàm 2-2 : M2 = r2(4xPtb) Ở đây Ptb = 137 (T) r2 = 1.3 (m). M2 = 1.3x137x4 = 712 (T.m). VI.6.2.2 TÍNH CỐT THÉPÁ ÙÁ ÙÁ Ù - Cốt thép theo phương X được tính theo công thức : á ù ï â ùá ù ï â ùá ù ï â ù - a x Rh MF 09.0 2 = ; chọn lớp bảo vệ cốt thép là a = 15cm. - Chiều cao làm việc: h0 = 160 - 15= 145 cm. - Chọn thép AIII có Ra =3650 Kg/cm2 = 3.65 T/cm2 - Ta có: 150 65.31459.0 10712 9.0 2 2 0 === xx x Rh MF a x (cm 2) - Chọn 32∅25 có Fa = 157 (cm2), khoảng cách giữa tim 2 cốt thép cạnh nhau là a=170 (mm). - Cốt thép theo phương Y được tính như sau : á ù ïá ù ïá ù ï - chiều cao làm việc: h0 = 160 – 15 = 145 (cm) - Chọn thép AIII có Ra =3650 Kg/cm2 = 3.65 T/cm2 - Ta có: 83 65.31459.0 10393 9.0 1 2 0 === xx x Rh MFy a (cm2) - Chọn 18∅25 có Fa = 88 (cm2), khoảng cách giữa tim 2 cốt thép cạnh nhau là a=220 (mm). VII. TÀI LIỆU THAM KHẢO.Ø Ä ÛØ Ä ÛØ Ä Û 1. PCI Committee On Prestressed Concrete Piling – Mcleodc. Nigelc Chairman 2. Một Số Vấn Đề Về Cọc BTCT UST Trong Thực Tế Aùp Dụng Ởû Việt Nam – Ths.Lâm Văn Phong & Ths.Trần Khánh Hùng 3. The Canculation Of Phc Pile Class A – Công Ty Phan Vũ 4. Tiêu Chuẩn 7888 – 2008 : Cọc Bê Tông Ly Tâm Ưùng Lực Trước 5. Các tiêu chuẩn khác : JIS A 5337 -1982, ACI 543, BS 8004-1986. 6. ĐATN – Nguyễn Hữu Thức, Ngyễn Ngọc Thơ. 7. Các trang web : ketcau.com, diendanxaydung.com, wikiketcau.com.vn, …