Luận văn Kết cấu công trình trụ sở văn phòng công ty cổ phần xây dựng số 5

y Ntc ex (m) ey (m) (T) (T) (m) (Tm) (Tm) (Tm) (Tm) (T) 3.34167 2.26167 27.5 3.82167 8.96583 66.02 100.86 2804.33 0.0360 0.0235 16.0108 2.13917 27.5 4.87417 21.5133 63.70 461.81 3498.89 0.1320 0.0182 -16.503 -4.8156 27.5 8.96167 58.1025 141.39 511.94 4796.02 0.1067 0.0295 -10.396 -4.0893 27.5 7.36167 32.5 119.82 318.40 4047.29 0.0787 0.0296 Độ lệch tâm của mĩng khối qui ước Mĩng Ntc BM LM stcmax stcmin stctb Rm (T) (m) (m) (T/m2) (T/m2) (T/m2) (T/m2) M1 2804.33 6.73 6.73 65.16 58.60 61.88 428.28 M2 3498.89 7.78 6.73 74.67 58.91 66.79 431.51 M3 4796.02 8.83 7.48 79.56 65.60 72.58 434.75 M4 4047.29 7.78 7.48 75.38 63.64 69.51 431.51 Tính ứng suất và cường độ chịu tải của mĩng khối qui ước Thỏa mãn điều kiện : tc max =79,28 T/m 2  1.2Rm=1.2434,75=521,7 T/m2 tc tb =72,3 Rm=434,75T/m 2 Vậy ta cĩ thể tính tốn được độ lún của nền theo quan niệm nền biến dạng tuyến tính. Dùng phương pháp cộng lún các lớp phân tố để tính lún cho nhĩm cọc . o Kiểm tra lún cho mĩng: Tính ứng suất bản thân ở đáy khối quy ước : Úng suất bản thân tại đáy lớp nền san lấp  =1,7 T/m3 ((dày 1m): 1bt = 1,71=1,7 T/m 2 ĐHDL KĨ THUẬT CƠNG NGHỆ- TP.HCM GVHD : ThS NGUYỄN NGỌC TÚ. SVTH: TRẦN ĐỨC NHƯ HẢI. TRANG 135 Ứng suất bản thân tại đáy lớp 1  =1,8 T/m3 ((dày 5,5m) cĩ mực nước ngầm ở độ sâu 4,8m : 2bt = 1,87 +1,83.8+0.851,7=9,985 T/m 2 Ứng suất bản thân tại đáy khối quy ước  =1,54 T/m3 (dày 23,05m): 3bt = 8,085 +1,1323,05=36 T/m 2 Ứng suất gây lún ở đáy khối quy ước: glz 0 = tctb - 3bt Từ cơng thức trên ta cĩ bảng ứng suất gây lún ở đáy khối quy ước đối với từng mĩng: Mĩng stctb sbt3 sgl (T/m2) (T/m2) (T/m2) M1 61.60 36 25.60 M2 66.51 36 30.51 M3 72.30 36 36.30 M4 69.23 36 33.23 ứng suất gây lún tại đáy khối quy ước Khi tính lún, chia đất thành nhiều lớp phân tố mỏng cĩ chiều dày khơng quá 0.4 lần bề rộng mĩng. Ta tính lún trong vùng nén lún, cĩ chiều dày được xác định như sau: 0.2 gl bt với đất nền cĩ module biến dạng E ≥ 50 KG/cm2 0.1 gl bt với đất nền cĩ module biến dạng E < 50 KG/cm2 Trong khối lượng đồ án này, do lớp đất tính lún cĩ E1-2 = 234.8 KG/cm2 nên ta tính lún cho đất đến phạm vi mà tại đĩ 0.2 gl bt . Cơng thức tính độ lún: (lấy theo TCXD 45-78) Độ lún tổng cộng: 1 1 0.8       n n gl i zi i i i i S s h E Ta cĩ: sglzi = sglz=0  Koi Ko: tra bảng phụ thuộc vào M M B L và MB z2 z: chiều sâu đất kể từ đáy khối mĩng quy ước ĐHDL KĨ THUẬT CƠNG NGHỆ- TP.HCM GVHD : ThS NGUYỄN NGỌC TÚ. SVTH: TRẦN ĐỨC NHƯ HẢI. TRANG 136 Tính cho các mĩng: + Mĩng M1: đối với mĩng này ta chia đất nền dưới đáy khối quy ước thành các lớp bằng nhau và bằng 0,673m ta áp dụng các cơng thức trên cĩ bảng sau: Lớp đất Điểm z (m) LM/BM 2z/BM Koi s gl zi sbt=gh Kiểm tra phạm vi tính lún 2 0 0 1 0 1 25.60 36 Tiếp tục 1 0.673 1 0.20 0.98 25.09 36.75 Tiếp tục 2 1.346 1 0.40 0.96 24.58 37.52 Tiếp tục 3 2.019 1 0.60 0.88 22.53 38.28 Tiếp tục 4 2.692 1 0.80 0.8 20.48 39.04 Tiếp tục 5 3.365 1 1.00 0.703 18.00 39.80 Tiếp tục 6 4.038 1 1.20 0.606 15.52 40.56 Tiếp tục 7 4.711 1 1.40 0.5275 13.51 41.32 Tiếp tục 8 5.384 1 1.60 0.449 11.50 42.08 Tiếp tục 9 6.057 1 1.80 0.3925 10.05 42.84 Tiếp tục 10 6.73 1 2.00 0.336 8.60 43.60 Dừng Tính ứng suất sglzi và sbt cho mĩng M1 ỨNG SUẤT BẢN THÂN ỨNG SUẤT GÂY LÚN Tính ứng suất sglzi và sbt cho mĩng M1 ĐHDL KĨ THUẬT CƠNG NGHỆ- TP.HCM GVHD : ThS NGUYỄN NGỌC TÚ. SVTH: TRẦN ĐỨC NHƯ HẢI. TRANG 137 Tại độ sâu z = 6.73m cĩ 0.2 gl bt do đĩ theo tiêu chuẩn ta chỉ cần tính lún của các lớp đất trên. Vậy giới hạn của nền lấy đến điểm 10 ở độ sâu 6.73m kể từ đáy khối mĩng qui ước. Ta cĩ bảng tính lún như sau: Điểm z (m) Ei (T/m2) sglzi (T/m2) hi (m) si (m) 0 0 4805.274 28.60 0.673 0.0032 1 0.673 4727.988 28.03 0.673 0.0032 2 1.346 4650.703 27.46 0.673 0.0032 3 2.019 4341.561 25.17 0.673 0.0031 4 2.692 4032.419 22.88 0.673 0.0031 5 3.365 3657.585 20.11 0.673 0.0030 6 4.038 3297.683 17.33 0.673 0.0028 7 4.711 3006.911 15.09 0.673 0.0027 8 5.384 2716.139 12.84 0.673 0.0025 9 6.057 2506.858 11.23 0.673 0.0024 10 6.73 2276.823 9.61 0.673 0.0023 Độ lún tổng S= 0.0315 bảng tính lún mĩng M1 + Mĩng M2: đối với mĩng này ta chia đất nền dưới đáy khối quy ước thành các lớp bằng nhau và bằng 0,673m ta áp dụng các cơng thức trên cĩ bảng sau: lĩp Điểm z (m) LM/BM 2z/BM Koi sglzi sbt=gh Kiểm tra phạm vi tính lún 2 0 0 1.15602 0 1 30.51 36 Tiếp tục 1 0.673 1.15602 0.20 0.983 29.99 36.76 Tiếp tục 2 1.346 1.15602 0.40 0.966 29.47 37.52 Tiếp tục 3 2.019 1.15602 0.60 0.8945 27.29 38.28 Tiếp tục 4 2.692 1.15602 0.80 0.823 25.11 39.04 Tiếp tục 5 3.365 1.15602 1.00 0.7325 22.35 39.80 Tiếp tục 6 4.038 1.15602 1.20 0.642 19.59 40.56 Tiếp tục 7 4.711 1.15602 1.40 0.565 17.24 41.32 Tiếp tục 8 5.384 1.15602 1.60 0.483 14.74 42.08 Tiếp tục 9 6.057 1.15602 1.80 0.4265 13.01 42.84 Tiếp tục 10 6.73 1.15602 2.00 0.370 11.29 43.60 Tiếp tục 11 7.403 1.15602 2.20 0.328 10.01 44.37 Tiếp tục 12 8.076 1.15602 2.40 0.286 8.73 45.13 Dừng Tính ứng suất sglzi và sbt cho mĩng M2 ĐHDL KĨ THUẬT CƠNG NGHỆ- TP.HCM GVHD : ThS NGUYỄN NGỌC TÚ. SVTH: TRẦN ĐỨC NHƯ HẢI. TRANG 138 ỨNG SUẤT BẢN THÂN ỨNG SUẤT GÂY LÚN Tính ứng suất sglzi và sbt cho mĩng M2 Tại độ sâu z = 8.076m cĩ 0.2 gl bt do đĩ theo tiêu chuẩn ta chỉ cần tính lún của các lớp đất trên. Vậy giới hạn của nền lấy đến điểm 12 ở độ sâu 8.076m kể từ đáy khối mĩng qui ước ĐHDL KĨ THUẬT CƠNG NGHỆ- TP.HCM GVHD : ThS NGUYỄN NGỌC TÚ. SVTH: TRẦN ĐỨC NHƯ HẢI. TRANG 139 Ta cĩ bảng tính lún như sau: Điểm z (m) Ei (kG/cm2) sglzi (T/m2) hi (m) si (m) 0 0 5468.183 30.51 0.673 0.0030 1 0.673 5391.221 29.99 0.673 0.0030 2 1.346 5314.259 29.47 0.673 0.0030 3 2.019 4990.566 27.29 0.673 0.0029 4 2.692 4666.872 25.11 0.673 0.0029 5 3.365 4257.162 22.35 0.673 0.0028 6 4.038 3847.452 19.59 0.673 0.0027 7 4.711 3504.833 17.24 0.673 0.0026 8 5.384 3148.992 14.74 0.673 0.0025 9 6.057 2903.809 13.01 0.673 0.0024 10 6.73 2658.625 11.29 0.673 0.0023 11 7.403 2476.365 10.01 0.673 0.0022 12 8.076 2271.923 8.73 0.673 0.0021 Độ lún tổng S= 0.0345 bảng tính lún mĩng M2 + Mĩng M3: đối với mĩng này ta chia đất nền dưới đáy khối quy ước thành các lớp bằng nhau và bằng 0,748 m ta áp dụng các cơng thức trên cĩ bảng sau: lớp Điểm z (m) LM/BM 2z/BM Koi sglzi sbt=gh Kiểm tra phạm vi tính lún 2 0 0 1.18048128 0 1 36.30 36 Tiếp tục 1 0.748 1.18048128 0.20 0.9835 35.70 36.85 Tiếp tục 2 1.496 1.18048128 0.40 0.967 35.10 37.69 Tiếp tục 3 2.244 1.18048128 0.60 0.897 32.56 38.54 Tiếp tục 4 2.992 1.18048128 0.80 0.827 30.02 39.38 Tiếp tục 5 3.74 1.18048128 1.00 0.737 26.75 40.23 Tiếp tục 6 4.488 1.18048128 1.20 0.647 23.48 41.07 Tiếp tục 7 5.236 1.18048128 1.40 0.569 20.65 41.92 Tiếp tục 8 5.984 1.18048128 1.60 0.491 17.82 42.76 Tiếp tục 9 6.732 1.18048128 1.80 0.433 15.72 43.61 Tiếp tục 10 7.48 1.18048128 2.00 0.375 13.61 44.45 Tiếp tục 11 8.228 1.18048128 2.20 0.3325 12.07 45.30 Tiếp tục 12 8.976 1.18048128 2.40 0.29 10.53 46.14 Tiếp tục 13 9.724 1.18048128 2.60 0.2595 9.42 46.99 Tiếp tục 14 10.472 1.18048128 2.80 0.229 8.31 47.83 Dừng 15 11.22 1.18048128 3.00 0.202 7.33 48.68 Dừng Tính ứng suất sglzi và sbt cho mĩng M3 ĐHDL KĨ THUẬT CƠNG NGHỆ- TP.HCM GVHD : ThS NGUYỄN NGỌC TÚ. SVTH: TRẦN ĐỨC NHƯ HẢI. TRANG 140 ỨNG SUẤT BẢN THÂN ỨNG SUẤT GÂY LÚN Tính ứng suất sglzi và sbt cho mĩng M3 Tại độ sâu z = 10.472 m cĩ 0.2 gl bt do đĩ theo tiêu chuẩn ta chỉ cần tính lún của các lớp đất trên. Vậy giới hạn của nền lấy đến điểm 14 ở độ sâu 10.472m kể từ đáy khối mĩng qui ước. Ta cĩ bảng tính lún như sau: Điểm z (m) Ei (T/m2) sglzi (T/m2) hi (m) si (m) 0 0 6250.139 36.30 0.748 0.0035 1 0.748 6162.538 35.70 0.748 0.0035 2 1.496 6074.937 35.10 0.748 0.0035 3 2.244 5703.297 32.56 0.748 0.0034 ĐHDL KĨ THUẬT CƠNG NGHỆ- TP.HCM GVHD : ThS NGUYỄN NGỌC TÚ. SVTH: TRẦN ĐỨC NHƯ HẢI. TRANG 141 4 2.992 5331.658 30.02 0.748 0.0034 5 3.74 4853.835 26.75 0.748 0.0033 6 4.488 4376.013 23.48 0.748 0.0032 7 5.236 3961.9 20.65 0.748 0.0031 8 5.984 3551.734 17.82 0.748 0.0030 9 6.732 3256.568 15.72 0.748 0.0029 10 7.48 2961.402 13.61 0.748 0.0028 11 8.228 2745.116 12.07 0.748 0.0026 12 8.976 2528.831 10.53 0.748 0.0025 13 9.724 2373.614 9.42 0.748 0.0024 14 10.472 2165.055 8.31 0.748 0.0023 tổng 0.0452 bảng tính lún mĩng M3 + Mĩng M4: đối với mĩng này ta chia đất nền dưới đáy khối quy ước thành các lớp bằng nhau và bằng 0,748 m ta áp dụng các cơng thức trên cĩ bảng sau: lớp Điểm z (m) LM/BM 2z/BM Koi sglzi sbt=gh Kiểm tra phạm vi tính lún 2 0 0 1.04011 0 1 33.23 36 Tiếp tục 1 0.748 1.04011 0.20 0.981 32.60 36.85 Tiếp tục 2 1.496 1.04011 0.40 0.962 31.97 37.69 Tiếp tục 3 2.244 1.04011 0.60 0.884 29.38 38.54 Tiếp tục 4 2.992 1.04011 0.80 0.806 26.79 39.38 Tiếp tục 5 3.74 1.04011 1.00 0.71 23.60 40.23 Tiếp tục 6 4.488 1.04011 1.20 0.614 20.40 41.07 Tiếp tục 7 5.236 1.04011 1.40 0.536 17.81 41.92 Tiếp tục 8 5.984 1.04011 1.60 0.458 15.22 42.76 Tiếp tục 9 6.732 1.04011 1.80 0.401 13.33 43.61 Tiếp tục 10 7.48 1.04011 2.00 0.344 11.43 44.45 Tiếp tục 11 8.228 1.04011 2.20 0.304 10.10 45.30 Tiếp tục 12 8.976 1.04011 2.40 0.264 8.77 46.14 Dừng 13 9.724 1.04011 2.60 0.2355 7.83 46.99 Dừng Tính ứng suất sglzi và sbt cho mĩng M4 ĐHDL KĨ THUẬT CƠNG NGHỆ- TP.HCM GVHD : ThS NGUYỄN NGỌC TÚ. SVTH: TRẦN ĐỨC NHƯ HẢI. TRANG 142 ỨNG SUẤT BẢN THÂN ỨNG SUẤT GÂY LÚN Tính ứng suất sglzi và sbt cho mĩng M4 Tại độ sâu z = 8,976m cĩ 0.2 gl bt do đĩ theo tiêu chuẩn ta chỉ cần tính lún của các lớp đất trên. Vậy giới hạn của nền lấy đến điểm 12 ở độ sâu 8,976m kể từ đáy khối mĩng qui ước. ĐHDL KĨ THUẬT CƠNG NGHỆ- TP.HCM GVHD : ThS NGUYỄN NGỌC TÚ. SVTH: TRẦN ĐỨC NHƯ HẢI. TRANG 143 Ta cĩ bảng tính lún như sau: Điểm z (m) Ei (kG/cm2) sglzi (T/m2) hi (m) si (m) 0 0 5836.017 33.23 0.748 0.0034 1 0.748 5743.012 32.60 0.748 0.0034 2 1.496 5650.007 31.97 0.748 0.0034 3 2.244 5268.195 29.38 0.748 0.0033 4 2.992 4886.384 26.79 0.748 0.0033 5 3.74 4416.462 23.60 0.748 0.0032 6 4.488 3946.541 20.40 0.748 0.0031 7 5.236 3567.974 17.81 0.748 0.0030 8 5.984 3201.989 15.22 0.748 0.0028 9 6.732 2934.538 13.33 0.748 0.0027 10 7.48 2667.088 11.43 0.748 0.0026 11 8.228 2479.403 10.10 0.748 0.0024 12 8.976 2268.554 8.77 0.748 0.0023 Độ lún tổng S= 0.0390 bảng tính lún mĩng M4 o Kiểm tra độ lún lệch của các mĩng: 1 0,002i is S S l     Với Si là độ lún của mĩng thứ i. l là khoảng cách giữa hai tâm mĩng đang xét. Từ cơng thức trên ta tính độ lún lệch tương đối giữa các mĩng: S1 S2 S3 S4 l1-2 l2-3 l3-4 DS1-2 DS2-3 DS3-4 0.0315 0.0345 0.0452 0.0390 2.5 8 8 0.0012 0.0013 0.0008 Tính độ lún lệch tương đối giữa các mĩng Tra bảng 3.5 (bảng 16 TCXD 45 – 38) đối với khung nhà bê tơng cốt thép cĩ tường chèn được : Sgh = 8 cm ; Sgh=0.002 Ta cĩ : S1 , S2 , S3 , S4 < Sgh Vậy các mĩng thỏa điều kiện về lún lệch. ĐHDL KĨ THUẬT CƠNG NGHỆ- TP.HCM GVHD : ThS NGUYỄN NGỌC TÚ. SVTH: TRẦN ĐỨC NHƯ HẢI. TRANG 144 f. Tính Tốn Đài Cọc o Kiểm tra chọc thủng của đài Ta đập đầu cọc đi một đoạn 55cm thép cọc ta cho liên kết vào thép đài cọc Ta để lại khoảng 15cm cọc chưa đập đầu ngàm vào đài cọc. M1 M2, M3, M4 SƠ ĐỒ HÌNH THÁP CHỌC THỦNG CÁC MĨNG Nhìn vào các hình trên ta thấy vì các đầu cọc đều nằm trong diện tích đáy tháp chọc thủng nên khơng cần kiểm tra điều kiện đâm thủng đài mĩng. ĐHDL KĨ THUẬT CƠNG NGHỆ- TP.HCM GVHD : ThS NGUYỄN NGỌC TÚ. SVTH: TRẦN ĐỨC NHƯ HẢI. TRANG 145 o Tính cốt thép cho đài cọc Số liệu tính tốn : Bêtơng mác 300 Rn = 130 (KG/cm2) ; thép CII Ra = 2600 (KG/cm2) Chiều cao đài 1m với M1 và 1.5m với M2, M3, M4; lớp bêtơng bảo vệ 5 cm . Xem đài cọc như một dầm cơng xơn bị ngàm và tiết diện đi qua mép cột và bị uốn bởi các phản lực đầu cọc : Y X I I II 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 II Sơ đồ tính thép mĩng cọc Moment quay quanh mặt ngàm I-I: 1 n I i i i M Pr   Trong đĩ: ri là khoảng cách từ mép cột(mặt ngàm I-I) tới trục cọc thứ i. Pi : Phản lực đầu cọc thứ i tác dụng lên đáy đài ĐHDL KĨ THUẬT CƠNG NGHỆ- TP.HCM GVHD : ThS NGUYỄN NGỌC TÚ. SVTH: TRẦN ĐỨC NHƯ HẢI. TRANG 146 Moment quay quanh mặt ngàm II-II: 1 ' n II i i i M Pr   Trong đĩ: r’i là khoảng cách từ mép cột(mặt ngàm II-II) tới trục cọc thứ i. Pi : Phản lực đầu cọc thứ i tác dụng lên đáy đài Pi : Cĩ thể nội suy từ Pmax và Pmin hoặc dùng cơng thức Pi = 2 2 1 1        y i x i n n i i i i M xN M y n x y . Với ix , iy là khoảng các của tâm đầu cọc đến các trục phương x va y 2 n o MA R Bh  Trong đĩ: B: bề rộng mĩng theo phương đang xét ho: chiều cao tính tốn của đài mĩng Từ A ta tính được A211   n oa a R BhF R   Tính tốn cho từng đài cọc trong bảng sau: ĐHDL KĨ THUẬT CƠNG NGHỆ- TP.HCM GVHD : ThS NGUYỄN NGỌC TÚ. SVTH: TRẦN ĐỨC NHƯ HẢI. TRANG 147 Tính thép cho các mĩng theo phương X Đài cọc Pmax (T) Pmin (T) Số cọc trong 1 dãy ho(m) B(m) MII(Tm) A a Fa’ Đường kính Cách khoảng Fachọn Hàm lượng (cm2) số lượng Ф(mm) a(mm) (cm 2) µ(%) M1 82.43 67.81 3 0.85 2.3 48.83 0.020 0.020 34.87 15 20 100 47.12 0.35 M2 114.46 79.53 4 1.35 3.2 232.58 0.079 0.082 87.43 20 25 120 98.18 0.39 M3 120.64 98.46 4 1.35 3.2 256.84 0.084 0.086 96.25 20 25 120 98.18 0.39 M4 133.57 113.98 4 1.35 3.2 346.58 0.085 0.089 156.31 33 25 100 161.99 0.56 Tính thép cho các mĩng theo phương Y Đài cọc Pmax (T) Pmin (T) Số cọc trong 1 dãy ho(m) B(m) MI(Tm) A a Fa Đường kính Cách khoảng Fachọn Hàm lượng (cm2) số lượng Ф(mm) a(mm) (cm 2) µ(%) M1 82.43 67.81 2 0.85 1.4 37.09 0.026 0.027 29.64 15 18 150 38.17 0.24 M2 114.46 79.53 3 1.35 2.3 103.80 0.035 0.036 41.94 22 20 150 62.84 0.27 M3 120.64 98.46 3 1.35 2.3 146.32 0.065 0.066 57.65 22 20 150 62.84 0.27 M4 133.55 113.98 4 1.35 3.2 315.28 0.074 0.075 128.36 27 25 120 132.54 0.42 ĐHDL KĨ THUẬT CƠNG NGHỆ- TP.HCM GVHD : ThS NGUYỄN NGỌC TÚ. SVTH: TRẦN ĐỨC NHƯ HẢI. TRANG 148 II. PHƯƠNG ÁN MĨNG CỌC KHOAN NHỒI Theo qui phạm ta cĩ thể coi cọc nhồi cĩ đường kính D > 60cm là cọc nhồi đường kính lớn. Các cơng trình nhà cao tầng thường cĩ tải trọng truyền xuống mĩng lớn, với điều kiện địa chất cơng trình ở Thành phố Hồ Chí Minh tầng đất tốt nằm ở độ sâu lớn, lại trong vùng dân cư đơng đúc, thường là xây chen cho nên cọc khoan nhồi đường kính lớn được dùng khá nhiều. Trong xây dựng cầu, cọc nhồi đường kính lớn cũng đã được ứng dụng làm mĩng cầu Việt Trì, cầu Mỹ Thuận … 1/ Cấu tạo: Cọc khoan nhồi là cọc được chế tạo và hạ xuống ngay tại hiện trường bằng cách khoan trong đất những lỗ cọc cĩ độ sâu và đường kính thiết kế, sau đĩ đặt lồng thép và nhồi bê tơng vào cọc. 2/ Cơng nghệ: gồm các bước cơ bản sau: Bước 1 : cơng tác định vị cọc trên mặt bằng cơng trình ; di chuyển máy và giàn khoan vào vị trí . Cấu tạo đầu khoan gồm : + Thùng khoan : trên thùng khoan cĩ cần gạt bán kính lớn hơn bán kính thùng để mở rộng miệng giếng , thùng khoan dùng để chứa đất . + Nắp thùng khoan : cĩ răng để lấy đất đưa vào thùng khoan và nắp thùng khoan cĩ thể mở ra để đổ đất ra ngồi Bước 2 : khoan dẫn vào đất bằng cách bằng cách ấn cần khoan và xoay gầu khoan với tốc độ thấp trong khoảng 3-5 m đầu gần mặt đất . Đường kính lỗ khoan được nới rộng một ít để đặt ống vách (casing) , để ổn định vách hố khoan người ta bơm dung dịch Bentonite vào đầy hố khoan . Bước 3 : tiếp tục khoan tới độ sâu thiết kế với đường kính lỗ khoan là đường kính cọc thiết kế ( dùng thước để kiểm tra ) , để cho bùn lắng đọng từ 20 – 30 phút sau đĩ vét sạch đáy hố khoan , đo kiểm tra độ sâu một lần nữa . Bước 4: vận chuyển lồng thép, lồng thép được gia cơng sẵn tại cơng trường hay vận chuyển từ nơi khác đến . + Lồng thép được cẩu đặt vào lỗ khoan và thả xuống đúng cao trình đặt thép , cốt thép được đặt một phần hay suốt chiều dài cọc tùy theo thiết kế , nếu cốt thép cĩ chiều dài suốt cọc thì thép được hạ từng đoạn một (ngắn hơn 6-10 m ) và liên kết các đoạn lại với nhau bằng cách hàn nối ghép đúng quy cách . + Lồng thép được đặt vào lỗ khoan bằng cần cẩu cĩ quang treo bằng cáp, khi tới cao trình thiết kế lồng thép phía trên được neo cố định vào ống vách . ĐHDL KĨ THUẬT CƠNG NGHỆ- TP.HCM GVHD : ThS NGUYỄN NGỌC TÚ. SVTH: TRẦN ĐỨC NHƯ HẢI. TRANG 149 + Để lồng thép khỏi dịch chuyển vị trí và khơng bị đẩy trồi lên khi đổ bê tơng người ta dùng 3 thanh thép Ф12 hàn với lồng thép và hàn vào ống giữ vách. Bước 5: khi cốt thép đã đặt xong , tiếp tục cẩu đặt sàn cơng tác phía trên ống vách sau đĩ đặt các ống dẫn để đổ bêtơng , đường kính ống dẫn từ 20-25 cm ; ống được đặt suốt chiều dài hố khoan ; đáy ống dẫn cách đáy hố khoan 20 cm . - Trong suốt quá trình đổ bêtơng , đầu dưới của ống phải luơn luơn cắm vào vữa bêtơng một đoạn ít nhất là 2m . Đây là giai đoạn quan trọng nhất quyết định chất lượng cọc khoan nhồi . Đổ thật nhanh mẻ 6m3 hoặc 8 m3 Bêtơng đầu tiên trong tối đa 2 phút sau cho Bêtơng phủ nhanh đầu ống để Bêtơng luơn chảy xuống dưới lớp bùn và khơng hịa lẫn vào dung dịch Bentonite, đồng thời đẩy dung dịch Bentonite ra ngồi, (kết hợp với việc thu hồi dung dịch Bentonite) hạn chế đi phần lớn sự xâm nhập dung dịch Bentonite vào bêtơng. - Yêu cầu mác Bêtơng phải >300 cần cĩ độ sụt 16 ÷ 18 cm cịn khi bơm thì độ sụt bê tơng cần đạt 13 ÷ 15 cm và sử dụng thêm các loại loại phụ gia chậm đơng. + Sàn cơng tác bằng thép tấm cĩ hai nữa nắp đậy hình bán nguyệt để cố định ống dẫn khi nối ống cũng như khi ngắt ống . + Ống dẫn gồm nhiều đoạn được nối với nhau bằng ren hay bulơng cĩ mũ chìm . Bước 6 : dùng bột hĩa chất Verticulite đổ vào ống dẫn để tạo màng ngăn cách dung dịch Bentonite và dung dịch trong ống dẫn . Bước 7 : khi ống dẫn được lắp xong , phễu đổ bêtơng được cần cẩu lắp đặt vào phía trên miệng ống dẫn . Bước 8 : đổ bêtơng cọc bằng xe tự đổ ; trước đĩ phải kiểm tra độ sụt của bêtơng tại hiện trường để đảm bảo chất lượng của bêtơng đúng như thiết kế ; bêtơng với đường kính cốt liệu nhỏ hơn 25 mm và độ sụt từ 150-200 mm Bước 9: sau khi đổ bêtơng đầy ống chứa thì ống chứa được nhấc lên từng đoạn ngắn để bêtơng chảy từ ống ra , miệng ống vẫn phải cịn ngập trong bêtơng . Bước 10: đoạn cọc gần mặt đất , bêtơng được đổ vào ống vách đồng thời kéo ống lên bằng cẩu . Bước 11: dung dịch Bentonite tràn lên miệng hố khoan được thu hồi và bơm vào một bể lắng để tiếp tục cho lần khoan tiếp theo . Bước 12: Kiểm tra chất lượng cọc sau khi thi cơng bằng các phương pháp như : Tiếng dội, siêu âm, khoan thăm dị, camera nhỏ truyền hình, … Nĩi chung các phương pháp kiểm tra đều rất tốn kém, nhưng chúng là yêu cầu bắt buộc đối với cơng trình. Vì nếu khơng nắm chắc được chất lượng cọc sẽ rất nguy hiểm cho sự làm việc của cơng trình sau này. ĐHDL KĨ THUẬT CƠNG NGHỆ- TP.HCM GVHD : ThS NGUYỄN NGỌC TÚ. SVTH: TRẦN ĐỨC NHƯ HẢI. TRANG 150 3/ Ưu điểm của cọc khoan nhồi: - Cĩ khả năng chịu tải lớn. Sức chịu tải của cọc khoan nhồi với đường kính lớn và chiều sâu lớn cĩ thể đạt đến ngàn tấn. Cọc khoan nhồi là cĩ thể đạt đến chiều sâu hàng trăm mét (khơng hạn chế như cọc ép), do đĩ phát huy được triệt để đường kính cọc và chiều dài cọc. - Cọc nhồi thích hợp với việc xây chen ở các đơ thị lớn, khắc phục được các nhược điểm của các loại cọc đĩng khi thi cơng trong điều kiện này. Cọc nhồi khắc phục được các nhược điểm như tiếng ồn, chấn động ảnh hưởng đến cơng trình xung quanh. Chịu được tải trọng lớn ít làm rung động nền đất, mặt khác cơng trình cĩ chiều cao khá lớn nên nĩ cũng giúp cho cơng trình giữ ổn định rất tốt. Ngồi ra giá thành cọc khoan nhồi thời gian gần đây cũng đã giảm đáng kể do máy mĩc thiết bị thi cơng ngày càng phổ biến. - Cĩ khả năng mở rộng đường kính và chiều dài cọc đến mức tối đa. Hiện nay cĩ thể sử dụng loại đường kính cọc khoan nhồi từ 60cm đến 250cm hoặc lớn hơn. Chiều sâu cọc khoan nhồi cĩ thể hạ đến độ sâu 100m. Trong điều kiện thi cơng cho phép, cĩ thể mở rộng đáy hoặc mở rộng bên thân cọc với các hình dạng khác nhau như các nước phát triển đang thử nghiệm. - Lượng cốt thép bố trí trong cọc khoan nhồi thướng ít hơn so với cọc đĩng (đối với cọc đài thấp). - Cĩ khả năng thi cơng cọc khi xuyên qua các lớp đất cứng nằm xen kẽ. 4/ Nhược điểm: Giá thành phần nền mĩng thường cao hơn khi so sánh với các phương án mĩng cọc khác như cọc ép và cọc đĩng. Theo tổng kết sơ bộ, đối với các cơng trình nhà cao tầng khơng lớn lắm (dưới 12 tầng), kinh phí xây dựng nền mĩng thường lớn hơn 2 - 2.5 lần khi so sánh với các cọc ép. Tuy nhiên, nếu số lượng tầng lớn hơn, tải trọng cơng trình địi hỏi lớn hơn, lúc đĩ giải pháp cọc khoan nhồi lại trở thành giải pháp hợp lý. Cơng nghệ thi cơng địi hỏi kỹ thuật cao, các chuyên gia cĩ kinh nghiệm để tránh các hiện tượng phân tầng (cĩ lỗ hổng trong bê tơng) khi thi cơng đổ bê tơng dưới nước cĩ áp, cĩ dịng thấm lớn hoặc đi qua các lớp đấy yếu cĩ chiều dày lớn (các loại bùn, các loại cát nhỏ, cát bụi bão hồ thấm nước). Biện pháp kiểm tra chất lượng bê tơng trong cọc thường phức tạp gây nhiều tốn kém trong quá trình thực thi. Việc khối lượng bê tơng thất thốt trong quá trình thi cơng do thành lỗ khoan khơng bảo đảm và dễ bị sập cũng như việc nạo vét ở đáy lỗ khoan trước khi đổ bê tơng dễ gây ra ảnh hưởng xấu đối với chất lượng thi cơng cọc. ĐHDL KĨ THUẬT CƠNG NGHỆ- TP.HCM GVHD : ThS NGUYỄN NGỌC TÚ. SVTH: TRẦN ĐỨC NHƯ HẢI. TRANG 151 Chất lượng bêtơng cọc thường thấp vì khơng được đầm. Trong thực tế gặp khơng ít trường hợp cọc nhồi bị khuyết tật trầm trọng. Khi cọc đã thi cơng xong nếu phát hiện ra khuyết tật trầm trọng thì việc xử lý gặp rất nhiều khĩ khăn và rất tốn kém. Ma sát bên thân cọc cĩ phần giảm đi đáng kể so với cọc đĩng và cọc ép do cơng nghệ khoan tạo lỗ . Chất lượng cọc chịu ảnh hưởng nhiều của quá trình thi cơng cọc. Khi thi cơng cơng trình kém sạch sẽ khơ ráo. LỰA CHỌN GIẢI PHÁP MĨNG: Dựa vào điều kiện địa chất cơng trình và tải trọng cơng trình và các phân tích trên, phương án mĩng cọc khoan nhồi là phương án tối ưu để thiết kế nền mĩng cho cơng trình. TRÌNH TỰ THIẾT KẾ MĨNG KHOAN NHỒI: CHỌN VẬT LIỆU, KÍCH THƯỚC CỌC VÀ CHIỀU SÂU CHƠN MĨNG : Chọn kích thước cọc: Chọn cọc cĩ đường kính 60cm. Mũi cọc cắm vào lớp đất thứ 2. Chiều dài cọc chọn 28 m, ngàm cọc vào đài 70cm, trong đĩ đoạn cọc chơn sâu vào đài là 15 cm, đoạn đập để lộ thép đưa vào đài cọc là 55 cm . Cốt thép trong cọc: theo qui phạm, hàm lượng cốt thép trong cọc là 0.4%  0.65%. Chọn cốt thép trong cọc theo cấu tạo: Fa = 0.5%Fcọc = 0.005×0.2826×104 = 14.13 (cm2) Chọn 916, Fa= 18.10 (cm2), µ = 0.64%, thép CII cĩ Ra = 2600 (KG/cm2) Diện tích tiết diện ngang cọc: FC = 3.14×0.62/4 = 0.2826 m2 = 2826 cm2 Chọn vật liệu làm cọc: - Bê tơng cọc và bêtơng đài chọn Mác 300 ( Rn = 130 KG/cm2) - Thép đài và cọc chọn loại CII cĩ Ra = 2600 (KG/cm2) Chọn chiều sâu chơn mĩng: Để đảm bảo mĩng làm việc dựa vào điều kiện cân bằng lực ngang với áp lực bị động phía sau đài cọc ta chọn chiều sâu chơn mĩng là hm = 2.5m so với cao độ mặt đất tự nhiên . Kiểm tra điều kiện mĩng làm việc là mĩng cọc đài thấp : min 4.86 3.050.7 0.7 45 0.7 45 2 . 2 1.568 3.5 o o m H h h tg tg b                   = 0.48 m  hm = 2.5m > 0.7hmin = 0.48 m Vậy thỏa điều kiện tính tốn theo mĩng cọc đài thấp. Vậy chọn h = 2.5 m ĐHDL KĨ THUẬT CƠNG NGHỆ- TP.HCM GVHD : ThS NGUYỄN NGỌC TÚ. SVTH: TRẦN ĐỨC NHƯ HẢI. TRANG 152 XÁC ĐỊNH SỨC CHỊU TẢI CỦA CỌC : 1) Xác định sức chịu tải của cọc theo vật liệu làm cọc : Pvl = m1mb(Rn Fc + mctFct Rct ) Trong đĩ: Rn : Cường độ chịu nén của bê tơng : Rn = 130 KG/cm2 K: hệ số đồng chất của vật liệu làm cọc : k= 1 m1=0.85 (hệ số điều kiện làm việc của cọc khoan nhồi) hệ số uốn dọc. mb: hệ số điều kiện làm việc m : 0.7 Fc : diện tích tiết diện ngang của cọc mct :hệ số điều kiện làm việc của cốt thép : mct =1 Rct :cường độ tính tốn của thép : Ra= 2600 KG/cm2 Fct : diện tích tiết diện ngang của cốt thép trong cọc : Pvl = 0,70.85(1302826 + 260018.10 ) = 246592 (KG) 2) Xác định sức chịu tải của cọc theo chỉ tiêu cơ lý của đất : Sơ đồ xác định sức chịu tải của cọc theo chỉ tiêu cơ lý đất nền:(TCVN 205-1998) Pđ = m(mR.R.F + u∑mfi.fi.li) (Cơng thức 6.8 sách Hướng dẫn đồ án Nền và Mĩng của GS, TS Nguyễn Văn Quảng – KS Nguyễn Hữu Kháng) Trong đĩ: m : là hệ số điều kiện làm việc củc cọc trong đất m=1 ( đối với cọc ống d ≤ 0.8m) mR ,mf : Hệ số điều kiện làm việc của đất ở mũi cọc và ở mặt bên cọc cĩ kể đến phương pháp hạ cọc đến sức chống tính tốn của đất (tra bảng A.3 : TCX D 205 : 1998) => mR = 1.2 ; mf =1 . F: tiết diện ngang của cọc F = 2826 cm2 u : chu vi tiết diện ngang cọc u = d . u = 3.14 x 0,6= 1.884 (m) R: cường độ chịu tải của đất dưới mũi cọc , lớp 2 là lớp cát pha chặt vừa, độ sệt 0.15, độ sâu 30m so với mặt đất tự nhiên ( tra bảng 6.2 sách nền và mĩng của GS, TS Nguyễn Văn Quảng) ta được R = 86.22 KG/cm2. hi : chiều dày lớp đất thứ i tiếp xúc với mặt bên cọc khi xuyên qua các lớp đất . fi : Cường độ ma sát thành lớp đất thứ i của đất nền với bề mặt xung quanh cọc. fsi = 1.4(1-sin ) z tg a+ca ca : lực dính giữa thân cọc và đất = c (lực dính đất- đất) a :gĩc ma sát giữa cọc và đất nền = ( gĩc ma sát giữa đất và đất) ,v :ứng suất hữu hiệu trong đất theo phương vuơng gĩc với mặt bên cọc. , v = (1-sin a ) ,h . ĐHDL KĨ THUẬT CƠNG NGHỆ- TP.HCM GVHD : ThS NGUYỄN NGỌC TÚ. SVTH: TRẦN ĐỨC NHƯ HẢI. TRANG 153 z : ứng suất hữu hiệu trong đất theo phương thẳng đứng. fsi : Cường độ chịu tải mặt bên của cọc ( tra bảng A2 TCVN 205-1998) Theo chỉ tiêu cơ lý của đất nền: Pđ = m × (mR × R × F + u mf × i × li) = 1(1.2×86.22×0.2826 + 1.884×86053) = 162153 (KG) Sức chịu tải cho phép của cọc đơn theo chỉ tiêu cơ lí : Pđtt = 1158244.1 162153  tc đ K P (KG) 3) Theo kết quả xuyên tiêu chuẩn SPT Sử dụng số liệu thí nghiệm xuyên tiêu chuẩn SPT để tính tốn sức chịu tải giới hạn của cọc theo cơng thức của Nhật Bản cho trong TCXD 205:1998 Sức chịu tải cho phép của cọc: Qu = 1[ (0, 2 ) ] 3 a P S S u C N F N L C L d   trong đĩ: Na – chỉ số SPT của đất dưới mũi cọc, mũi cọc nằm trong lớp 2, cĩ N = 37. Fp – diện tích tiết diện mũi cọc, Fp = 0.2826 m2  – hệ số phụ thuộc vào phương pháp thi cơng cọc, đối với cọc nhồi thì lấy  = 15, đối với cọc đĩng  = 30; Ls – chiều dài đoạn cọc nằm trong đất cát; Ns – chỉ số SPT của lớp cát xung quanh cọc, Lc – chiều dài đoạn cọc nằm trong đất sét; C – lực dính của đất sét; Từ đĩ ta cĩ: Qu = 1[ (0, 2 ) ] 3 a P S S u C N F N L C L d   = = 1/3[15×37×0.2826+(0.2×33×21+0.42×6.3)×3.14×0.6] = 233.91 (T) = 233910 (KG) Vậy ta cĩ : PVL = 246592 (KG) ; Pđtt = 115824 (KG) ; Qu = 233910 (KG).  P = min  Pvl, Pđtt, Qu = 115824 (KG) ĐHDL KĨ THUẬT CƠNG NGHỆ- TP.HCM GVHD : ThS NGUYỄN NGỌC TÚ. SVTH: TRẦN ĐỨC NHƯ HẢI. TRANG 154 TÍNH TỐN CÁC MĨNG : A B C D 1 2 3 4 A B C D M1 M2 M2 M1 M3 M4 M4 M3 SƠ ĐỒ BỐ TRÍ CÁC MĨNG TÊN CỘT V2(T) M3(T.m) Nmax (T) C1A,C1D 4.010 10.759 197.41 C2A,C2D 9.350 17.328 647.80 C2B,C2C 6.734 18.909 977.31 C1B,C1C 4.563 15.343 373.41 Tổ hợp nội lực tại chân cột dùng để tính mĩng ĐHDL KĨ THUẬT CƠNG NGHỆ- TP.HCM GVHD : ThS NGUYỄN NGỌC TÚ. SVTH: TRẦN ĐỨC NHƯ HẢI. TRANG 155 MĨNG M1: Xác định kích thước đài cọc và số lượng cọc : Khi khoảng cách trung bình giữa các cọc là 3d , thì áp lực tính tốn giả định tác dụng lên đế đài do phản lực đầu cọc tác dụng lên đế đài là: tb = 2)3( d Pd = 115824/1.82 = 35748 KG/m2 Diện tích sơ bộ của đế đài: 0 . . tt sb tb tb NF h n    Trong đĩ: Fsb : diện tích sơ bộ của đế đài 0 ttN : lực dọc tính tốn h: chiều sâu đặt đài (kể cả phần đất đắp thêm) n: hệ số vượt tải n =1.1 tb : trị trung bình của trọng lượng riêng đài cọc và đất trên đài cọc 22 /tb T m  )(53.6 1.15.2200035748 197410 2mFtb   - Trọng lượng đài và đất trên đài : Ntttb = n.Ftb.h.γtb = 1.1×6.53×2.5×2000 = 35915 (KG) - Xác định số lượng cọc : 01.2 115824 35915197410      p NN n tt tb tt o c (cọc) => chọn 2 cọc bố trí như hình vẽ (theo điều kiện chuyển vị ngang đầu cọc), khoảng cách giữa các cọc là 3d = 1.8m ,khoảng cách từ tim cọc biên đến mép đài là 0.7d ta lấy chẵn bằng 0.5 m. ĐHDL KĨ THUẬT CƠNG NGHỆ- TP.HCM GVHD : ThS NGUYỄN NGỌC TÚ. SVTH: TRẦN ĐỨC NHƯ HẢI. TRANG 156 A 1 MĨNG M1 Kiểm tra tải trọng tác dụng lên cọc : - Diện tích thực của đế đài là : Fđ = 2.8 × 1 = 2.8 m2 - Trọng lượng thực tế đài và đất trên đài : Ntttb = n.Ftb.h.γtb = 1.1×2.8×2.5×2000 = 15400 (KG) Lực dọc tính tốn xác định đến cốt đế đài là : Ntt = Ntto + Ntttb = 197410 + 15400 = 212810 (KG) Xác định chiều cao đài : kiểm tra độ sâu chơn mĩng - đã kiểm tra ở phần trên. tính độ cao làm việc đài : ho tbk tt xbxR N 75.0 ta cĩ : Ntt = 212810 KG Rk= 10 KG/cm2 btb=2/2(bc+hc+Bđ+ Ld)=2/2(0.4+0.7+2.8+1) = 4.9 m ho  9.410000075.0 212810  = 0.58 m chọn ho = 1.05 m => hđ = 1.05 + 0.15 = 1.2 m ĐHDL KĨ THUẬT CƠNG NGHỆ- TP.HCM GVHD : ThS NGUYỄN NGỌC TÚ. SVTH: TRẦN ĐỨC NHƯ HẢI. TRANG 157 Kiểm tra khả năng chịu tải của đất dưới cọc: Mơmen xác định tương ứng với trọng tâm diện tích tiết diện các cọc tại đế đài : Mtt = Mtto + Qtto.h = 10759 + 4010×1.2 = 15571 (KG.m) Tải trọng lớn nhất tác dụng lên cọc: Pttmax,min =         2 1 2 max 8.16 8.115571 2 212810 n i i tt c tt x XM n N Pmax = 107847 KG Pmin = 104963 KG - Trọng lượng tính tốn của cọc : Pc =1.1×0.2826×2500×27.3 = 21216 (KG) Kiểm tra: Pmax = 107847 KG < Pvl = 246592 (KG) Pmax + Pc = 107847 + 21216 = 129063 ( KG) < Qu = 233910 (KG). Như vậy thoả mãn điều kiện áp lực lớn nhất truyền xuống cọc xa nhất tính từ tâm mĩng nhỏ hơn sức chịu tải cho phép và Pmin = 104963 KG > 0 nên khơng phải kiểm tra điều kiện chống nhổ cọc. Kiểm tra ổn định của khối mĩng khối qui ước dưới mũi cọc: Xác định kích thước khối mĩng qui ước: Gĩc ma sát trong trung bình của các lớp đất trong mĩng khối qui ước : tb tc =    n i i tc i hi l 1 . Trong đĩ : 2 = 80 ; l2 = 7.5m 3 = 8.30 ; l3 = 8.2m 4 = 15.4o ; l4 = 4.0m 5 = 120 ; l5 = 8.1m  08 7.5 8.3 8.2 15.4 4.0 12 8.1 10.32 7.5 8.2 4.0 8.1 tc tb x x x x          - Chiều dài khối mĩng quy ước : 04.2 2 27.2 2.58 6.6( )ML tg m     - Chiều rộng khối mĩng quy ước : 02.4 2 27.2 2.58 4.8( )MB tg m     - Chiều cao mĩng khối quy ước: HM = 29.8( m) ĐHDL KĨ THUẬT CƠNG NGHỆ- TP.HCM GVHD : ThS NGUYỄN NGỌC TÚ. SVTH: TRẦN ĐỨC NHƯ HẢI. TRANG 158 - Tính trọng lượng của mĩng khối qui ước: + Trọng lượng khối mĩng quy ước từ đế đài trở lên: Ntc1=LM×BM×h× tb = 6.6x4.8x2.5x2000 = 164736 KG Trọng lượng riêng trung bình của các lớp đất trong mĩng khối quy ước 0.493 6.9 0.834 8.2 0.932 4.0 0.894 8.1 0.78 6.9 8.2 4.0 8.1 dni i tb i xh x x x x h              T/m3 Trọng lượng các lớp đất trong mĩng khối quy ước từ đáy đài đến đáy khối mĩng quy ước: 2 ( . . ). . (6.6 4.8 0.09 8) 780 27.3 tc M M c cN L B F n h x       = 689926 KG Trị tiêu chuẩn trọng lượng cọc dài 28m : 28×3.14×0.62/4×2500 = 19782 (KG) Tổng trọng lượng khối qui ước: 164736 689926 95535 11354 5539 10900tcquN       = 977990 (KG) - Trị tiêu chuẩn lực dọc xác định đến đáy khối quy ước Ntc = Ntco + Ntcqu = 197410 + 977990 = 1175400 (KG) Mơmen tiêu chuẩn ứng với trọng tâm mĩng khối quy ước là: ∑ Mtc = Mtco + Qtco × Hm = 10759 + 4010 × 29.8 = 130257 (KG.m) Độ lệch tâm :  1175400 130257 tc tc N Me 0.11 (m) - Áp lực tiêu chuẩn ở đáy mĩng khối quy ước: ) 6.6 11.061( 68.31 1175400)61(minmax,      L e BL NN MM tc qu tc otc = 37102 × (1±0.1) tc max = 40812.2 (KG/m 2) tc min = 33391.8 (KG/m 2) tc tb = 37102 (KG/m 2) -Cường độ tính tốn của đất ở đáy khối quy ước ( Tính theo trạng thái giới hạn thứ 2) tc tc m k mmR 21 = (1,1. A.BM. II +1,1.B.HM 'II + 3D.CII ) . Ở đây : - A, B, D : các hệ số tra bảng phụ thuộc  của đất nền dưới mũi cọc. - tb : trọng lượng riêng trung bình của các lớp đất trong mĩng khối quy ước -  II : trọng lượng riêng của lớp đất mũi cọc tựa lên . ĐHDL KĨ THUẬT CƠNG NGHỆ- TP.HCM GVHD : ThS NGUYỄN NGỌC TÚ. SVTH: TRẦN ĐỨC NHƯ HẢI. TRANG 159 - Lấy ktc = 1 vì các chỉ tiêu cơ lý lấy theo số liệu thí nghiệm trực tiếp đối với đất. Tra bảng 3.1 sách hướng dẫn đồ án nền và mĩng của GSTS Nguyễn Văn Quảng ta cĩ m1 = 1.2; m2 = 1,0 A,B,D : các hệ số tra bảng phụ thuộc  II của đất nền dưới mũi cọc Lớp đất dưới mũi cọc cĩ  = 12o  A =0.23; B = 1.91; D = 4.42 ' II : trọng lượng riêng trung bình củacác lớp đất trong mĩng khối quy ước 0.493 6.9 0.834 8.2 0.932 4.0 0.894 8.1 0.78 6.9 8.2 4.0 8.1 dni i tb i xh x x x x h              T/m3 ' II =( dni x hi )/hm = 0.78 T/m3 . ctc = c4tc = 0.23 T/m2 Rtc = 1.2 x (1.1x0.23x4.6x0.894 + 1.1x1.91x29.8x0.78 + 3x4.42x0.23) Rtc = 63.5 T/m2= 63500 KG/m2 Vậy : tcmax = 40812.2 KG/m 2 < 1,2 Rtc= 76200 KG/m2 tc tb = 37102 KG/m 2 < Rtc = 63500 KG/m2 Áp lực dưới đáy mĩng đã được thỏa. Áp lực bản thân tại đáy khối quy ước : bt= itcxhi = 7.5x0.493+8.2x0.834+4.0x0.932+8.1x0.894 =21.5 T/m2 = 21500 KG/m2 Ứng suất gây lún ở đáy khối quy ước : bt tc tb gl z  0 = 37102 – 21500 = 15602 KG/m 2 Chia đất nền dưới đáy khối mĩng quy ước thành các lớp bằng nhau và bằng 4.8 0.96 5 5 MB   Điểm Độ sâu Z(m) LM/BM 2z/BM Ko zigl bt 0 0 1.4 0 1 18091 21500 1 0.96 1.4 0.4 0.96 17367 22050 2 1.92 1.4 0.8 0.82 14835 22600 3 2.88 1.4 1.2 0.63 11397 23150 4 3.84 1.4 1.6 0.48 8684 23700 5 4.8 1.4 2 0.37 6694 24250 6 5.76 1.4 2.4 0.28 5065 24800 7 6.72 1.4 2.8 0.22 3980 25350 8 7.68 1.4 3.2 0.18 3256 25900 9 8.64 1.4 3.6 0.15 2714 26450 10 9.6 1.4 4 0.12 2171 27000 11 10.56 1.4 4.4 0.09 1628 27550 ĐHDL KĨ THUẬT CƠNG NGHỆ- TP.HCM GVHD : ThS NGUYỄN NGỌC TÚ. SVTH: TRẦN ĐỨC NHƯ HẢI. TRANG 160 Giới hạn nền tại điểm cĩ độ sâu 5.76m kể từ đáy mĩng khối quy ước vì : 5065 0.2 0.2 24800 gl bt      Độ lún của nền : 11 1 0.8 0.8 0.96 18091 5065( 17367 14835 11397 8684 6694 ) 1600000 2 2 gl zi i i i s h E            = 0.03 m = 3 cm. Tra bảng 3.5 (bảng 16 TCXD 45 – 38) đối với khung nhà bê tơng cốt thép cĩ tường chèn được : Sgh = 8 cm Ta cĩ : S1 < Sgh Vậy mĩng 1 thỏa điều kiện về lún lệch. Kiểm tra điều kiện chọc thủng của đài cọc: SƠ ĐỒ HÌNH THÁP CHỌC THỦNG MĨNG 1 - Chiều cao đài hđ = 1.2 m - Chiều cao làm việc của đài: ho = hđ – 0.15 = 1.05 (m) Ta cĩ tiết diện đáy lăng thể chọc thủng: Ld= 0.7+2×1.05 = 2.8 m Bd= 0.4+2×1.05 = 2.5 m Khoảng cách lớn nhất giữa các trục cọc : Lmax = 1.8 m Vì cọc nằm trong phạm vi đáy tháp chọc thủng 45o nên khơng cần kiểm tra chọc thủng đài cọc. ĐHDL KĨ THUẬT CƠNG NGHỆ- TP.HCM GVHD : ThS NGUYỄN NGỌC TÚ. SVTH: TRẦN ĐỨC NHƯ HẢI. TRANG 161 MĨNG M2: Xác định kích thước đài cọc và số lượng cọc : Khi khoảng cách trung bình giữa các cọc là 3d , thì áp lực tính tốn giả định tác dụng lên đế đài do phản lực đầu cọc tác dụng lên đế đài là: tb = 2)3( d Pd = 115824/1.82 = 35748 KG/m2 Diện tích sơ bộ của đế đài: 0 . . tt sb tb tb NF h n    Trong đĩ: Fsb : diện tích sơ bộ của đế đài 0 ttN : lực dọc tính tốn h: chiều sâu đặt đài (kể cả phần đất đắp thêm) n: hệ số vượt tải n =1.1 tb : trị trung bình của trọng lượng riêng đài cọc và đất trên đài cọc 22 /tb T m  )(34.12 1.15.2200035748 373410 2mFtb   - Trọng lượng đài và đất trên đài : Ntttb = n.Ftb.h.γtb = 1.1×12.34×2.5×2000 = 67870 (KG) - Xác định số lượng cọc : 81.3 115824 67870373410      p NN n tt tb tt o c (cọc) => chọn 4 cọc bố trí như hình vẽ (theo điều kiện chuyển vị ngang đầu cọc), khoảng cách giữa các cọc là 3d = 1.8m ,khoảng cách từ tim cọc biên đến mép đài là 0.7d ta lấy chẵn bằng 0.50m. ĐHDL KĨ THUẬT CƠNG NGHỆ- TP.HCM GVHD : ThS NGUYỄN NGỌC TÚ. SVTH: TRẦN ĐỨC NHƯ HẢI. TRANG 162 B 1 MĨNG M2 Kiểm tra tải trọng tác dụng lên cọc : - Diện tích thực của đế đài là : Fđ = 2.8 × 2.8 = 7.84 m2 - Trọng lượng thực tế đài và đất trên đài : Ntttb = n.Ftb.h.γtb = 1.1×7.84×2.5×2000 = 43120 (KG) Lực dọc tính tốn xác định đến cốt đế đài là : Ntt = Ntto + Ntttb = 373410 + 43120 = 416530 (KG) Xác định chiều cao đài : kiểm tra độ sâu chơn mĩng - đã kiểm tra ở phần trên. tính độ cao làm việc đài : ho tbk tt xbxR N 75.0 ta cĩ : Ntt = 416530 KG Rk= 10 KG/cm2 btb=2/2(bc+hc+Bđ+ Ld)=2/2(0.5+0.8+2.8+2.8) = 6.9 m ĐHDL KĨ THUẬT CƠNG NGHỆ- TP.HCM GVHD : ThS NGUYỄN NGỌC TÚ. SVTH: TRẦN ĐỨC NHƯ HẢI. TRANG 163 ho  9.610000075.0 416530  = 0.81 m chọn ho = 1.05 m => hđ = 1.05 + 0.15 = 1.2 m Kiểm tra khả năng chịu tải của đất dưới cọc: Mơmen xác định tương ứng với trọng tâm diện tích tiết diện các cọc tại đế đài : Mtt = Mtto + Qtto.h = 15343 + 4563×1.2 = 20819 (KG.m) Tải trọng lớn nhất tác dụng lên cọc: Pttmax,min =         2 1 2 max 8.16 8.120819 4 416530 n i i tt c tt x XM n N Pmax = 106061 (KG) Pmin = 102205 (KG) - Trọng lượng tính tốn của cọc : Pc =1.1×0.2826×2500×27.3 = 21216 (KG) Kiểm tra: Pmax = 106061 (KG) < Pvl = 246592 (KG) Pmax + Pc = 106061 + 21216 = 127277 ( KG) < Qu = 233910 (KG). Như vậy thoả mãn điều kiện áp lực lớn nhất truyền xuống cọc xa nhất tính từ tâm mĩng nhỏ hơn sức chịu tải cho phép và Pmin = 102205 KG > 0 nên khơng phải kiểm tra điều kiện chống nhổ cọc. Kiểm tra ổn định của khối mĩng khối qui ước dưới mũi cọc: Tương tự như đối với mĩng M1: Ta cĩ mĩng M2 thỏa điều kiện về lún lệch. ĐHDL KĨ THUẬT CƠNG NGHỆ- TP.HCM GVHD : ThS NGUYỄN NGỌC TÚ. SVTH: TRẦN ĐỨC NHƯ HẢI. TRANG 164 Kiểm tra điều kiện chọc thủng của đài cọc: SƠ ĐỒ HÌNH THÁP CHỌC THỦNG MĨNG 2 - Chiều cao đài hđ = 1.2 m - Chiều cao làm việc của đài: ho = hđ – 0.15 = 1.05 (m) Ta cĩ tiết diện đáy lăng thể chọc thủng: Ld= 0.8+2×1.05 = 2.9 m Bd= 0.5+2×1.05 = 2.6 m Khoảng cách lớn nhất giữa các trục cọc : Lmax = 1.8 m Vì cọc nằm trong phạm vi đáy tháp chọc thủng 45o nên khơng cần kiểm tra chọc thủng đài cọc. ĐHDL KĨ THUẬT CƠNG NGHỆ- TP.HCM GVHD : ThS NGUYỄN NGỌC TÚ. SVTH: TRẦN ĐỨC NHƯ HẢI. TRANG 165 MĨNG M3: Xác định kích thước đài cọc và số lượng cọc : Khi khoảng cách trung bình giữa các cọc là 3d , thì áp lực tính tốn giả định tác dụng lên đế đài do phản lực đầu cọc tác dụng lên đế đài là: tb = 2)3( d Pd = 115824/1.82 = 35748 KG/m2 Diện tích sơ bộ của đế đài: 0 . . tt sb tb tb NF h n    Trong đĩ: Fsb : diện tích sơ bộ của đế đài 0 ttN : lực dọc tính tốn h: chiều sâu đặt đài (kể cả phần đất đắp thêm) n: hệ số vượt tải n =1.1 tb : trị trung bình của trọng lượng riêng đài cọc và đất trên đài cọc 22 /tb T m  )(42.21 1.15.2200035748 647800 2mFtb   - Trọng lượng đài và đất trên đài : Ntttb = n.Ftb.h.γtb = 1.1×21.42×2.5×2000 = 117810 (KG) - Xác định số lượng cọc : 61.5 115824 117810647800      p NN n tt tb tt o c (cọc) => chọn 6 cọc bố trí như hình vẽ (theo điều kiện chuyển vị ngang đầu cọc), khoảng cách giữa các cọc là 3d = 1.8m ,khoảng cách từ tim cọc biên đến mép đài là 0.7d ta lấy chẵn bằng 0.50m. ĐHDL KĨ THUẬT CƠNG NGHỆ- TP.HCM GVHD : ThS NGUYỄN NGỌC TÚ. SVTH: TRẦN ĐỨC NHƯ HẢI. TRANG 166 A 2 MĨNG M3 Kiểm tra tải trọng tác dụng lên cọc : - Diện tích thực của đế đài là : Fđ = 2.8 × 4.6 = 12.88 m2 - Trọng lượng thực tế đài và đất trên đài : Ntttb = n.Ftb.h.γtb = 1.1×12.88×2.5×2000 = 70840 (KG) Lực dọc tính tốn xác định đến cốt đế đài là : Ntt = Ntto + Ntttb = 647800 + 70840 = 718640 (KG) Xác định chiều cao đài : kiểm tra độ sâu chơn mĩng - đã kiểm tra ở phần trên. tính độ cao làm việc đài : ho tbk tt xbxR N 75.0 ta cĩ : Ntt = 718640 KG Rk= 10 KG/cm2 btb=2/2(bc+hc+Bđ+ Ld)=2/2(0.55+0.8+4.6+2.8) = 8.75 m ho  75.810000075.0 718640  = 1.09 m chọn ho = 1.35 m => hđ = 1.35 + 0.15 = 1.5 m ĐHDL KĨ THUẬT CƠNG NGHỆ- TP.HCM GVHD : ThS NGUYỄN NGỌC TÚ. SVTH: TRẦN ĐỨC NHƯ HẢI. TRANG 167 Kiểm tra khả năng chịu tải của đất dưới cọc: Mơmen xác định tương ứng với trọng tâm diện tích tiết diện các cọc tại đế đài : Mtt = Mtto + Qtto.h = 17328 + 9350 × 1.5 = 31353 (KG.m) Tải trọng lớn nhất tác dụng lên cọc: Pttmax,min =         2 1 2 max 8.16 6.331353 6 718640 n i i tt c tt x XM n N Pmax = 125579 KG Pmin = 113967 KG - Trọng lượng tính tốn của cọc : Pc =1.1×0.2826×2500×27.3 = 21216 (KG) Kiểm tra: Pmax = 125579 (KG) < Pvl = 246592 (KG) Pmax + Pc = 125579 + 21216 = 146795 ( KG) < Qu = 233910 (KG). Như vậy thoả mãn điều kiện áp lực lớn nhất truyền xuống cọc xa nhất tính từ tâm mĩng nhỏ hơn sức chịu tải cho phép và Pmin = 113967 KG > 0 nên khơng phải kiểm tra điều kiện chống nhổ cọc. Kiểm tra ổn định của khối mĩng khối qui ước dưới mũi cọc: Tương tự như đối với mĩng M1: Ta cĩ mĩng M2 thỏa điều kiện về lún lệch. Kiểm tra điều kiện chọc thủng của đài cọc: SƠ ĐỒ HÌNH THÁP CHỌC THỦNG MĨNG 3 ĐHDL KĨ THUẬT CƠNG NGHỆ- TP.HCM GVHD : ThS NGUYỄN NGỌC TÚ. SVTH: TRẦN ĐỨC NHƯ HẢI. TRANG 168 Chiều cao đài hđ = 1.5 m - Chiều cao làm việc của đài: ho = hđ – 0.15 = 1.35 (m) Ta cĩ tiết diện đáy lăng thể chọc thủng: Ld= 0.8+2×1.35 = 3.5 m Bd= 0.55+2×1.35 = 3.25 m Khoảng cách lớn nhất giữa các trục cọc : Lmax = 3.6 m Với phương cạnh ngắn cọc nằm trong phạm vi đáy tháp chọc thủng 45o nên khơng cần kiểm tra chọc thủng đài cọc. Ta chỉ kiểm tra điều kiện chọc thủng của mĩng M3 theo phương cạnh dài: Điều kiện : ho tbk ct bR N 75.0 Trong đĩ : Chiều cao làm việc của đài mĩng ho = 1.35 m Nct : Lực gây đâm thủng bằng tổng phản lực các đầu cọc nằm ngồi tháp chọc thủng ở một phía của đài cọc (Đối với mĩng lệch tâm thì tính cho phía cĩ phản lực lớn nhất). Ta cĩ : Nct = 2×PM3max = 2 × 129891 = 259782 (KG) Rk= 10 KG/cm2 btb=2/2(bc+hc+Bđ+ Ld)=2/2(0.55+0.8+2.8+4.6) = 8.75 m => 1.35 m > 75.810000075.0 259782  = 0.4 m Vậy chọn chiều cao đài cọc hđ = 1.5 m là thỏa mãn yêu cầu về chọc thủng. ĐHDL KĨ THUẬT CƠNG NGHỆ- TP.HCM GVHD : ThS NGUYỄN NGỌC TÚ. SVTH: TRẦN ĐỨC NHƯ HẢI. TRANG 169 MĨNG M4: Xác định kích thước đài cọc và số lượng cọc : Khi khoảng cách trung bình giữa các cọc là 3d , thì áp lực tính tốn giả định tác dụng lên đế đài do phản lực đầu cọc tác dụng lên đế đài là: tb = 2)3( d Pd = 115824/1.82 = 35748 KG/m2 Diện tích sơ bộ của đế đài: 0 . . tt sb tb tb NF h n    Trong đĩ: Fsb : diện tích sơ bộ của đế đài 0 ttN : lực dọc tính tốn h: chiều sâu đặt đài (kể cả phần đất đắp thêm) n: hệ số vượt tải n =1.1 tb : trị trung bình của trọng lượng riêng đài cọc và đất trên đài cọc 22 /tb T m  )(3.22 1.15.2200035748 977310 2mFtb   - Trọng lượng đài và đất trên đài : Ntttb = n.Ftb.h.γtb = 1.1×22.3×2.5×2000 = 122650 (KG) - Xác định số lượng cọc : 04.9 115824 122650977310      p NN n tt tb tt o c (cọc) => chọn 9 cọc bố trí như hình vẽ (theo điều kiện chuyển vị ngang đầu cọc), khoảng cách giữa các cọc là 3d = 1.8m ,khoảng cách từ tim cọc biên đến mép đài là 0.7d ta lấy chẵn bằng 0.50m. ĐHDL KĨ THUẬT CƠNG NGHỆ- TP.HCM GVHD : ThS NGUYỄN NGỌC TÚ. SVTH: TRẦN ĐỨC NHƯ HẢI. TRANG 170 B 2 MĨNG M4 Kiểm tra tải trọng tác dụng lên cọc : - Diện tích thực của đế đài là : Fđ = 4.6 × 4.6 = 21.16 m2 - Trọng lượng thực tế đài và đất trên đài : Ntttb = n.Ftb.h.γtb = 1.1×21.16×2.5×2000 = 116380 (KG) Lực dọc tính tốn xác định đến cốt đế đài là : Ntt = Ntto + Ntttb = 977310 + 116380 = 1093690 (KG) ĐHDL KĨ THUẬT CƠNG NGHỆ- TP.HCM GVHD : ThS NGUYỄN NGỌC TÚ. SVTH: TRẦN ĐỨC NHƯ HẢI. TRANG 171 Xác định chiều cao đài : kiểm tra độ sâu chơn mĩng - đã kiểm tra ở phần trên. tính độ cao làm việc đài : ho tbk tt xbxR N 75.0 ta cĩ : Ntt = 1093690 (KG) Rk= 10 KG/cm2 btb=2/2(bc+hc+Bđ+ Ld)=2/2(0.6+0.9+4.6+4.6) = 10.7 m ho  7.1010000075.0 1093690  = 1.36 m chọn ho = 1.45 m => hđ = 1.45 + 0.15 = 1.6 m Kiểm tra khả năng chịu tải của đất dưới cọc: Mơmen xác định tương ứng với trọng tâm diện tích tiết diện các cọc tại đế đài : Mtt = Mtto + Qtto.h = 18909 + 6734 × 1.6 = 29683 (KG.m) Tải trọng lớn nhất tác dụng lên cọc: Pttmax,min =         2 1 2 max 8.16 6.329683 9 1093690 n i i tt c tt x XM n N Pmax = 127017 KG Pmin = 116025 KG - Trọng lượng tính tốn của cọc : Pc =1.1×0.2826×2500×27.3 = 21216 (KG) Kiểm tra: Pmax = 127017 (KG) < Pvl = 246592 (KG) Pmax + Pc = 127017 + 21216 = 148233 ( KG) < Qu = 233910 (KG). Như vậy thoả mãn điều kiện áp lực lớn nhất truyền xuống cọc xa nhất tính từ tâm mĩng nhỏ hơn sức chịu tải cho phép và Pmin = 116025 KG > 0 nên khơng phải kiểm tra điều kiện chống nhổ cọc. Kiểm tra ổn định của khối mĩng khối qui ước dưới mũi cọc: Tương tự như đối với mĩng M1: Ta cĩ mĩng M2 thỏa điều kiện về lún lệch. ĐHDL KĨ THUẬT CƠNG NGHỆ- TP.HCM GVHD : ThS NGUYỄN NGỌC TÚ. SVTH: TRẦN ĐỨC NHƯ HẢI. TRANG 172 Kiểm tra điều kiện chọc thủng của đài cọc: SƠ ĐỒ HÌNH THÁP CHỌC THỦNG MĨNG 4 Chiều cao đài hđ = 1.6 m - Chiều cao làm việc của đài: ho = hđ – 0.15 = 1.45 (m) Ta cĩ tiết diện đáy lăng thể chọc thủng: Ld= 0.9+2×1.45 = 3.8 m Bd= 0.6+2×1.45 = 3.5 m Khoảng cách lớn nhất giữa các trục cọc : Lmax = 3.6 m Ta kiểm tra điều kiện chọc thủng của mĩng M4 theo phương cạnh ngắn cổ cột: Điều kiện : ho tbk ct bR N 75.0 Trong đĩ : Chiều cao làm việc của đài mĩng ho = 1.45 m Nct : Lực gây đâm thủng bằng tổng phản lực các đầu cọc nằm ngồi tháp chọc thủng ở một phía của đài cọc (Đối với mĩng lệch tâm thì tính cho phía cĩ phản lực lớn nhất). Ta cĩ : Nct = 3×PM4max = 3 × 140299 = 420897 (KG) Rk= 10 KG/cm2 btb=2/2(bc+hc+Bđ+ Ld)=2/2(0.6+0.9+4.6+4.6) = 10.7 m => 1.45 m > 7.1010000075.0 420897  = 0.53 m Vậy chọn chiều cao đài cọc hđ = 1.6 m là thỏa mãn yêu cầu về chọc thủng. ĐHDL KĨ THUẬT CƠNG NGHỆ- TP.HCM GVHD : ThS NGUYỄN NGỌC TÚ. SVTH: TRẦN ĐỨC NHƯ HẢI. TRANG 173 TÍNH CỐT THÉP CHO ĐÀI CỌC : Số liệu tính tốn : Bêtơng mác 300 Rn = 130 (KG/cm2) ; thép CII Ra = 2600 (KG/cm2) Xem đài cọc như một dầm cơng xơn bị ngàm và tiết diện đi qua mép cột và bị uốn bởi các phản lực đầu cọc : Moment quay quanh mặt ngàm I-I: 1 n I i i i M Pr   Trong đĩ: ri là khoảng cách từ mép cột(mặt ngàm I-I) tới trục cọc thứ i. Pi : Phản lực đầu cọc thứ i tác dụng lên đáy đài . Moment quay quanh mặt ngàm II-II: 1 ' n II i i i M Pr   Trong đĩ: r’i là khoảng cách từ mép cột(mặt ngàm II-II) tới trục cọc thứ i. Pi : Phản lực đầu cọc thứ i tác dụng lên đáy đài . Ta tính được diện tích cốt thép : oa a hR M F   9.0 max A 1 I I IIII SƠ ĐỒ TÍNH THÉP MĨNG 1 ĐHDL KĨ THUẬT CƠNG NGHỆ- TP.HCM GVHD : ThS NGUYỄN NGỌC TÚ. SVTH: TRẦN ĐỨC NHƯ HẢI. TRANG 174 B 1 I I IIII SƠ ĐỒ TÍNH THÉP MĨNG 2 A 2 I I I I I I 1 2 3 4 5 6 SƠ ĐỒ TÍNH THÉP MĨNG 3 ĐHDL KĨ THUẬT CƠNG NGHỆ- TP.HCM GVHD : ThS NGUYỄN NGỌC TÚ. SVTH: TRẦN ĐỨC NHƯ HẢI. TRANG 175 B 2 I IIII I SƠ ĐỒ TÍNH THÉP MĨNG 4 Bảng tính thép theo phương X Bảng tính thép theo phương Y Đài cọc Pmax (T) Pmin (T) ho(m) MI(Tm) Fa Đường kính Fachọn Hàm lượng (cm2) số lượng Ф(mm) (cm 2) µ(%) M1 107.847 104.963 1.05 18 12 36.20 0.22 M2 106.061 102.205 1.05 109.13 44.40 18 20 56.56 0.27 M3 125.579 113.967 1.35 363.69 110.12 30 22 114.03 0.29 M4 127.017 116.025 1.45 568.21 167.46 30 28 184.74 0.42 Đài cọc Pmax (T) Pmin (T) ho(m) MII(Tm) Fa Đường kính Fachọn Hàm lượng (cm2) số lượng Ф(mm) (cm 2) µ(%) M1 107.847 104.963 1.05 59.315 24.14 10 20 31.42 0.24 M2 106.061 102.205 1.05 141.87 57.74 18 22 68.42 0.37 M3 125.579 113.967 1.35 374.55 115.09 24 25 117.82 0.32 M4 127.017 116.025 1.45 631.35 186.07 38 25 186.54 0.44 ĐHDL KĨ THUẬT CƠNG NGHỆ- TP.HCM GVHD : ThS NGUYỄN NGỌC TÚ. SVTH: TRẦN ĐỨC NHƯ HẢI. TRANG 176 TÀI LIỆU THAM KHẢO + THẦY VÕ BÁ TẦM - KẾT CẤU BÊ TƠNG CỐT THÉP (TẬP 1,2,3)–NXB ĐHQG. + GS. TS. NGƠ THẾ PHONG, GS. TS. NGUYỄN ĐÌNH CỐNG - KẾT CẤU BÊ TƠNG CỐT THÉP (TẬP 1,2,3)– NXB KHOA HỌC VÀ KỸ THUẬT. + GS. TS. NGUYỄN ĐÌNH CỐNG – SÀN SƯỜN BÊ TƠNG TỒN KHỐI. – NXB XÂY DỰNG. + TS. TRỊNH KIM ĐẠM, TS. LÊ BÁ HUẾ - KHUNG BÊ TƠNG CỐT THÉP–NXB KHOA HỌC VÀ KỸ THUẬT. + PGS. PTS. VŨ MẠNH HÙNG – SỔ TAY THỰC HÀNH KẾT CẤU CƠNG TRÌNH. – NXB XÂY DỰNG. + GS. TS. LỀU THỌ TRÌNH- CƠ HỌC KẾT CẤU – NXB GIÁO DỤC. + GS. TS. VŨ CƠNG NGỮ - CƠ HỌC ĐẤT – NXB GIÁO DỤC. + GS.TS. NGUYỄN VĂN QUẢNG – NỀN MĨNG NHÀ CAO TẦNG. + GS.TS. NGUYỄN VĂN QUẢNG, KS NGUYỄN HỮU KHÁNG - HƯỚNG DẪN ĐỒ ÁN NỀN VÀ MĨNG- NXB XÂY DỰNG. + TIÊU CHUẨN XÂY DỰNG -THIẾT KẾ KẾT CẤU BÊ TƠNG VÀ BÊ TƠNG CỐT THÉP- NXB XÂY DỰNG NĂM 1999. + TẢI TRỌNG VÀ TÁC ĐỘNG –TCVN 2737-1995 NHÀ XUẤT BẢN XÂY DỰNG NĂM 2002. + THS.BÙI ĐỨC TIỄN – CẨM NANG KẾT CẤU XÂY DỰNG - NXB XÂY DỰNG - NĂM 1999. + ỨNG DỤNG TIN HỌC TRONG TÍNH TỐN VÀ THIẾT KẾ KẾT CẤU CƠNG TRÌNH CỦA THẠC SĨ HỒ ĐÌNH THÁI HỊA. ĐHDL KĨ THUẬT CƠNG NGHỆ- TP.HCM GVHD : ThS NGUYỄN NGỌC TÚ. SVTH: TRẦN ĐỨC NHƯ HẢI. TRANG 177