Nguyen Thanh Nam - Nen Mong

Chương 8 Thiết kế móng cọc khoan nhồi

- 1 -

Chương 8: THIẾT KẾ MÓNG CỌC KHOAN NHỒI

8.1 MỞ ĐẦU

Cọc khoan nhồi là cọc được thi công theo phương pháp khoan tạo lỗ trong đất, sau đó lỗ

được lấp đầy bằng bêtông.

8.2 CÔNG NGHỆ THI CÔNG

Tạo hố khoan: khi đào hố khoan ta phải giải quyết ổn định cho thành vách bằng cách

bơm dung dịch bentonite vào hố khoan trong khi đào và luôn giữ mực bùn khoan trong hố

móng cao hơn mực nước ngầm.

Đặt lồng thép: khi thả lồng thép vào hố khoan cần phải định vị cẩn thận để lồng thép

được nằm giữa hố đào (bêtông sẽ bao phủ toàn bộ lồng thép sau khi đổ), sau đó đặt ống đổ

bêtông.

Đổ bê tông vào hố khoan: đây là giai đoạn quan trọng nhất quyết định chất lượng cọc

khoan nhồi. Công nghệ đổ bêtông phải thực hiện sao cho bêtông được cấp cho cọc là liên tục,

không bị gián đoạn. Thời gian đổ bêtông cho một cọc không nên vượt quá 4 giờ. Đổ bê tông

liên tục để bê tông không trộn lẫn vào dung dịch bentonite, đồng thời đẩy dung dịch bentonite

ra ngoài kết hợp với việc thu hồi dung dịch bentonite. Yêu cầu mác bêtông thường dùng

không nhỏ hơn 200, độ sụt không nhỏ hơn 15 cm và thường được qui định là 17cm ± 2cm,

phải sử dụng các loại phụ gia ninh kết chậm và phụ gia dẻo cho bêtông.

8.3 ƯU ĐIỂM CỦA CỌC KHOAN NHỒI

Khi thi công không gây ảnh hưởng chấn động và môi trường xung quanh.

Sức chịu tải của cọc rất lớn nếu ta dùng đường kính lớn và độ sâu cọc lớn.

Lượng thép trong cọc khoan nhồi ít, chủ yếu để chịu tải trọng ngang.

Có khả năng thi công cọc khi qua các lớp đất cứng nằm xen kẽ.

8.4 NHƯỢC ĐIỂM CỦA CỌC KHOAN NHỒI

Giá thành cao do kỹ thuật thi công phức tạp, mặc dù thiết kế cốt thép trong cọc rất tiết

kiệm.

Biện pháp kiểm tra chất lượng bê tông cọc khoan nhồi rất phức tạp bằng phương pháp

siêu âm hay thử tĩnh tải cọc.

Ma sát bên thân cọc có thể giảm đi đáng kể so với cọc đóng và cọc ép do công nghệ tạo

khoan lỗ.


- 2 -

8.5 TIÊU CHUẨN ÁP DỤNG

- TCXDVN 375 : 2006 - Thiết kế công trình chịu động đất;

- TCXDVN 356 : 2005 - Kết cấu bê tông và bê tông cốt thép - Tiêu chuẩn thiết kế;

- TCXD 205 : 1998 - Móng cọc – Tiêu chuẩn thiết kế;

- TCXD 195 : 1997 - Nhà nhiều tầng – Thiết kế cọc khoan nhồi;

- Tài liệu tham khảo:

Phần tích và tính toán móng cọc (Võ Phán, Hoàng Thế Thao - Nhà xuất bản đại

học quốc gia thành phố Hồ Chí Minh);

Nền móng (Châu Ngọc Ẩn - Nhà xuất bản đại học quốc gia thành phố Hồ Chí

Minh).

Tiêu chuẩn châu Âu EUROCODE EN 1992 – 1 – 1, Thiết kế kết cấu bêtông và

bêtông cốt thép – TS. Nguyễn Trung Hòa (Dịch và chú giải).

8.6 DỮ LIỆU TÍNH TOÁN

8.6.1 Kết quả khảo sát địa chất

Theo Mục 3.1, TCXDVN 375 : 2006, Phần 2: Nền móng, tường chắn và các vấn đề địa

kỹ thuật. Thì các thông số về độ bền của đất nền được điều chỉnh theo các hệ số:

- Đối với đất dính, thông số độ bền thích hợp là sức kháng cắt không thoát nước uc ,

được điều chỉnh cho tốc độ gia tải nhanh và độ suy giảm do gia tải lặp khi động đất

nếu việc hiệu chỉnh là cần thiết và được kiểm chứng đầy đủ bằng thực nghiệm thích

đáng.

- Đối với đất rời, thông số độ bền thích hợp là sức kháng cắt không thoát nước khi gia

tải lặp ,cy u . Giá trị này phải tính đến khả năng tích lũy áp lực nước lỗ rỗng.

- Các hệ số M đối với các đặc trưng vật liệu uc , ,cy u được biểu thị là cu , cy và

đối với tan ' được biểu thị là ' .

- Giá trị khuyến nghị: 1.4cu , 1.25cy , ' 1.25 .

Cao độ mực nước ngầm: -2.7 m, tính toán và thiết kế theo hố khoan 1.


- 3 -

Trên nguyên tắc, sinh viên phải tiến hành thống kê kết quả khảo sát địa chất trước khi

tính toán với:

Trạng thái giới hạn I (TTGH I) được dùng để tính toán, kiểm tra về độ bền.

Trạng thái giới hạn II (TTGH II) được dùng để tính toán, kiểm tra về chuyển vị, biến

dạng.

Tuy nhiên với khối lượng của phần Nền móng là 30%, giáo viên hướng dẫn không yêu

cầu thống kê địa chất và cho phép sử dụng giá trị trung bình của kết quả khảo sát địa chất để

tính toán. Nên sinh viên sử dụng giá trị này để tính toán.

Bảng 8-1: Đặc trưng chỉ tiêu cơ lý trung bình của các lớp đất

Tính chất cơ lý Ký

hiệu Đơn vị

Lớp đất

1a 1 2 3 4 5 6

Dung trọng tự nhiên γ kN/m3 18.8 19.33 20.11 19.4 19.98 20.53 19.84

Lực dính c kN/m2 17.1 15.13 10.02 29.83 11.06 57.9 9.88

Góc ma sát trong φ độ 10.49 13.53 24.24 12.8 24.79 16.2 25.07

Độ sệt IL - 0.53 0.34 0.34 0.29 0.37 < 0 0.36

Chỉ số SPT N búa 6 913 822 1820 1624 3045 2952

8.6.2 Vật liệu sử dụng

Trích từ Chương 2: Phân tích sơ bộ kết cấu công trình:

Bêtông: Cấp độ bền bêtông B30 có:

3

, er

17 (~ 400) 1.2

1.8 32.5 10

b bt

bt s b

R MPa M R MPa

R MPa E MPa

Cốt thép: Thép có đường kính 10 mm chọn thép CI

Thép có đường kính 10 mm chọn thép CII

Bảng 8-2: Các giá trị cường độ tính toán và module đàn hồi của cốt thép

Nhóm

thép

Rs

(MPa)

Rsc

(MPa)

Rsw

(MPa)

Es

(MPa)

CI 225 225 175 2.1x105

CII 280 280 225 2.1x105


- 4 -

8.7 TÍNH TOÁN SỨC CHỊU TẢI CỌC C1 (d= 1 m)

Cọc khoan nhồi có:

- Đường kính cọc: d= 1 m, diện tích tiết diện cọc 2 2

213.1416 0.7854

4 4c

dA m .

- Cốt thép cọc khoan nhồi khi có diện tích tiết diện cọc 2 20.5 1.0cm A m thì diện

tích cốt thép dọc nhỏ nhất trong cọc khoan nhồi là 225.6sA cm . Đồng thời đường

kính cốt thép nhỏ nhất của cốt thép dọc không được nhỏ hơn 16 mm. Cọc phải có ít

nhất 6 thanh thép dọc. Khoảng cách thông thủy giữa các thanh thép không lớn hơn

200 mm đo dọc theo chu vi. (Theo Mục 9.8.5, Tiêu chuẩn châu Âu EUROCODE EN

1992 – 1 – 1, TS. Nguyễn Trung Hòa – Dịch và chú giải). Vì vậy, chọn cốt thép

trong cọc là: 16ϕ16, 232.16 , 0.41%sA cm .

- Theo Mục 5.8.4. Cọc và đài cọc đúc bêtông tại chỗ, TCXDVN 375 : 2006, Phần đỉnh

cọc, trong phạm vi một đoạn tính từ mặt dưới đài cọc, có chiều dài bằng hai lần kích

thước tiết diện ngang d của cọc, phải được cấu tạo như là vùng có khả năng hình

thành khớp dẻo, được cấu tạo tương tự vùng tới hạn của cột (Được trình bày ở Mục

4.7.5.2, chương 4). Sinh viên bố trí ở vùng này bố trí cốt thép dọc 16ϕ25,

278.56 , 1%sA cm , cốt đai bố trí ϕ8a100.

- Chiều dài cọc 41 m.

- Đoạn âm vào đài là 100 mm và đoạn đập đầu cọc 700 mm.

Sơ bộ chọn đài cao 1.5 m.

Vì công trình có tầng hầm nên chọn cao độ mặt trên của đài trùng với cao độ mặt trên

của sàn tầng hầm để thuận tiện trong việc thi công và có lợi cho việc chịu lực của sàn tầng

hầm.

Cao độ mặt trên của sàn tầng hầm là - 3.4 m, nên cao độ mặt trên của đài là - 3.4 m, cao

độ đáy đài là: - 4.9 m.

Cao độ mũi cọc: - 45.1 m.

8.7.1 Tính sức chịu tải của cọc theo độ bền vật liệu làm cọc

Sức chịu tải nén dọc trục cho phép của cọc theo vật liệu làm cọc được tính toán theo

Mục 4, TCXD 195 : 1997 như sau:

( )a vl u b sn sQ R A R A


- 5 -

trong đó:

Ru - Cường độ tính toán của bêtông cọc khoan nhồi, được xác định như sau:

khi đổ bêtông dưới nước hoặc dưới dung dịch sét, nhưng không

lớn hơn 6000 kN/m2 (với R là mác thiết kế của bêtông);

đối với cọc đổ bêtông trong lỗ khoan khô, nhưng không lớn hơn

7000kN/m2.

Suy ra: 2400008889 /

4.5uR kN m , chọn 26000 /uR kN m .

As = 0.00322 m2 (1616, =0.41%): diện tích tiết diện ngang của cốt thép dọc trong cọc;

Ab =0.7854 - 0.00322 =0.7822 m2: diện tích tiết diện ngang của bêtông trong cọc;

Rsn - Cường độ tính toán của cốt thép, xác định theo:

Đối với thép có <28 mm, 1.5

y

sn

fR , nhưng không lớn hơn 220000 kN/m2;

Đối với thép có >28 mm, 1.5

y

sn


Thép CII có giới hạn chảy 295yf MPa :

2295000= = 196667 kN/m

1.5snR

Vậy, sức chịu tải theo vật liệu: Qa(vl) = 60000.7822 + 1966670.00322= 5326.5 kN.

8.7.2 Sức chịu tải của cọc theo chỉ tiêu cường độ đất nền

Được xác định theo công thức: p

p

s

sa

FS

Q

FS

QQ

trong đó:

Qs, Qp - Sức chịu tải cực hạn do ma sát và do mũi cọc;

sFS - Hệ số an toàn cho thành phần ma sát bên, chọn 2sFS ;

pFS - Hệ số an toàn cho sức chống dưới mũi cọc, chọn 3pFS .

Xác định sức chịu tải cực hạn do ma sát: s si iQ u f l

' tan I I

si vi si ai aif k c

với: '

vi - Ứng suất hữu hiệu giữa lớp đất thứ i theo phương thẳng đứng;

' 1 sin I

si ik - Hệ số áp lực ngang của lớp đất thứ i.

4.5u

RR

4u

RR


- 6 -

Kết quả được trình bày theo bảng dưới.

Bảng 8-3: Tính toán giá trị si if l

Lớp Độ sâu (m)

Độ sâu

giữa lớp

(m)

li

(m)

cI

(kN/m2) φI

σv'

(kN/m2) ksi

fs

(kN/m)

fs.li

(kN)

2 -4.9- -14.35 18.9 10.02 24.24 109.85 0.589 39.17 740.4

3 -23.8- -25.5 3.4 29.83 12.8 221.37 0.778 60.03 204.1

4 -27.2- -31.1 7.8 11.06 24.79 275.88 0.581 81.73 637.5

5 -35.0- -40.05 10.1 57.9 16.2 367.59 0.721 117.53 1187.0

Tổng 2769.0

Suy ra: 3.1416 2769.0 8699.1kNsQ

Xác định sức chịu tải cực hạn do kháng mũi: p b pQ A q

Với qp tính theo công thức của Terzaghi:

1.3 0.3i

p c q vq cN N dN

Mũi cọc cắm vào lớp đất 5 là lớp đất sét, trạng thái cứng có 016.2 , tra Bảng 2.7,

giáo trình Phân tích và tính toán móng cọc, Võ Phán, Hoàng Thế Thao, được 13.853cN ,

5.028qN , 3N .

21.3 57.9 13.853 5.0228 420.763 0.3 10.53 1 3 3167.8 /pq kN m

0.7822 3167.8 2477.8pQ kN

Vậy sức chịu tải cho phép:

8699.1 24.7785175.5

2 3

psa

s p

QQQ kN

FS FS

8.7.3 Sức chịu tải của cọc theo kết quả xuyên tiêu chuẩn (SPT)

Sức chịu tải cọc khoan nhồi trong đất dính và đất rời (TCXD 195 : 1997):

15 (1.5 4.3 ) ( )a b c c s sQ NA N L N L u W kN

trong đó:

N - Chỉ số SPT trung bình trong khoảng 1d dưới mũi cọc và 4d trên mũi cọc;

cN - Ciá trị trung bình của chỉ số xuyên tiêu chuẩn trong lớp đất rời;

sN - Giá trị trung bình của chỉ số xuyên tiêu chuẩn trong lớp đất dính;


- 7 -

pA - Diện tích tiết diện mũi cọc;

sL - Chiều dài phần thân cọc nằm trong lớp đất dính;

cL - Chiều dài phần thân cọc nằm trong lớp đất rời;

u - Chu vi tiết diện cọc;

W - Hiệu số giữa trọng lượng cọc và trọng lượng của trụ đất nền do cọc thay

thế.

Chỉ số SPT trung bình của đất trong khoảng 1d dưới mũi cọc và 4d trên

mũi cọc: 38N .

Hiệu số giữa trọng lượng cọc và trọng lượng của trụ đất nền do cọc thay thế:

W 0.7854 (25 40.2 420.763) 458.86kN

Bảng 8-4: Xác định các thông số

Lớp Độ sâu (m) li

(m) Ns Nc Li.Ns Li.Nc

Mặt lớp Đáy lớp

2 -4.9 -23.8 -18.9

14.8

279.72

3 -23.8 -27.2 -3.4 19

64.6

4 -27.2 -35 -7.8

18.5

144.3

5 -35 -45.1 -10.1 37.4 377.74

Tổng 442.34 424.02

Khi đó:

15 38 0.7822 (1.5 424.02 4.3 442.34) 3.1416 458.86 7960.7aQ kN

Ta có bảng tổng hợp:

Bảng 8-5: Kết quả tổng hợp sức chịu tải của cọc

Sức chịu tải của cọc

Qa (kN)

Theo độ bền vật

liệu làm cọc

Theo chỉ tiêu cường

độ của đất nền

Theo kết quả xuyên

tiêu chuẩn (SPT)

Cọc khoan nhồi (d= 1 m) 5326.5 5175.5 7960.7

Vậy chọn sức chịu tải nhỏ nhất để thiết kế: 5175.5aTKQ kN .


- 8 -

8.8 TÍNH TOÁN SỨC CHỊU TẢI CỌC C2 (d= 1.2 m)

Cọc khoan nhồi có:

- Đường kính cọc: d=1.2 m, diện tích tiết diện cọc 2 2

21.23.1416 1.131

4 4c

dA m

- Cốt thép cọc khoan nhồi khi có diện tích tiết diện cọc 21.0cA m thì diện tích cốt

thép dọc nhỏ nhất trong cọc khoan nhồi là 20.0025 28.27s cA A cm . Đồng thời

đường kính cốt thép nhỏ nhất của cốt thép dọc không được nhỏ hơn 16 mm. Cọc

phải có ít nhất 6 thanh thép dọc. Khoảng cách thông thủy giữa các thanh thép không

lớn hơn 200 mm đo dọc theo chu vi. (Theo Mục 9.8.5, Tiêu chuẩn châu Âu

EUROCODE EN 1992 – 1 – 1, TS. Nguyễn Trung Hòa – Dịch và chú giải). Vì vậy,

chọn cốt thép trong cọc là: 20ϕ18, 250.89 , 0.45%sA cm .

- Theo Mục 5.8.4. Cọc và đài cọc đúc bêtông tại chỗ, TCXDVN 375 : 2006, Phần đỉnh

cọc, trong phạm vi một đoạn tính từ mặt dưới đài cọc, có chiều dài bằng hai lần kích

thước tiết diện ngang d của cọc, phải được cấu tạo như là vùng có khả năng hình

thành khớp dẻo, được cấu tạo tương tự vùng tới hạn của cột (Được trình bày ở Mục

4.7.5.2, chương 4). Sinh viên bố trí ở vùng này bố trí cốt thép dọc 20ϕ28,

2123.2 , 1%sA cm , cốt đai bố trí ϕ8a100.

- Chiều dài cọc 42 m.

- Đoạn âm vào đài là 100 mm và đoạn đập đầu cọc 700 mm.

Sơ bộ chọn đài cao 2.6 m.

Với kích thước cọc d= 1.2 m sinh viên sử dụng cho móng lõi thang (M5) có nội lực lớn.

Vì đài móng này được đặt một phần dưới lõi thang máy nên phải bố trí thấp hơn cao độ sàn

tầng hầm -1.6 m (Theo thông số của thang máy). Chọn toàn bộ đài móng lõi thang (M5) có

cùng cao độ đáy đài.

Cao độ mặt trên của sàn tầng hầm là - 3.4 m.

Nên cao độ mặt trên của đài là - 3.4 m, cao độ đáy đài là: - 6.0 m.

Cao độ mũi cọc: - 47.2 m.


- 9 -

8.8.1 Tính sức chịu tải của cọc theo độ bền vật liệu làm cọc

Sức chịu tải nén dọc trục cho phép của cọc theo vật liệu làm cọc được tính toán theo

Mục 4, TCXD 195 : 1997 như sau:

( )a vl u b sn sQ R A R A

trong đó:

Ru - Cường độ tính toán của bêtông cọc khoan nhồi, được xác định như sau:

khi đổ bêtông dưới nước hoặc dưới dung dịch sét, nhưng không

lớn hơn 6000 kN/m2 (với R là mác thiết kế của bêtông);

đối với cọc đổ bêtông trong lỗ khoan khô, nhưng không lớn hơn

7000kN/m2.

Suy ra: 2400008889 /

4.5uR kN m , chọn 26000 /uR kN m .

As =0.005089 m2 (2018, =0.45%):diện tích tiết diện ngang của cốt thép dọc trong cọc;

Ab =1.131 - 0.005089= 1.1259 m2: diện tích tiết diện ngang của bêtông trong cọc;

Rsn - Cường độ tính toán của cốt thép, xác định theo:

Đối với thép có <28 mm, 1.5

y

sn


Đối với thép có >28 mm, 1.5

y

sn


Thép CII có giới hạn chảy 295yf MPa :

2295000= = 196667 kN/m

1.5snR

Vậy, sức chịu tải theo vật liệu: Qa(vl) = 60001.1259 + 1966670.005089= 7756.2 kN.

8.8.2 Sức chịu tải của cọc theo chỉ tiêu cường độ đất nền

Được xác định theo công thức: p

p

s

sa

FS

Q

FS

QQ

trong đó:

Qs, Qp - Sức chịu tải cực hạn do ma sát và do mũi cọc;

sFS - Hệ số an toàn cho thành phần ma sát bên, chọn 2sFS ;

pFS - Hệ số an toàn cho sức chống dưới mũi cọc, chọn 3pFS .

4.5u

RR

4u

RR


- 10 -

Xác định sức chịu tải cực hạn do ma sát: s si iQ u f l

' tan I I

si vi si ai aif k c

với:

'

vi - Ứng suất hữu hiệu giữa lớp đất thứ i theo phương thẳng đứng;

' 1 sin I

si ik - Hệ số áp lực ngang của lớp đất thứ i.

Kết quả được trình bày theo bảng dưới.

Bảng 8-6: Tính toán giá trị si if l

Lớp

Độ sâu

giữa lớp

(m)

li

(m)

cI

(kN/m2) φI

σv'

(kN/m2) ksi

fs

(kN/m)

fs.li

(kN)

2 -14.9 17.8 10.02 24.24 104.286 0.589 37.697 671.015

3 -25.5 3.4 29.83 12.8 210.245 0.778 58.065 197.421

4 -31.1 7.8 11.06 24.79 264.757 0.581 78.750 614.251

5 -40.5 11 57.9 16.2 361.204 0.721 116.192 1278.12

6 -46.6 1.2 9.88 25.07 425.023 0.576 121.493 145.792

Tổng 2906.59

Suy ra: 3.1416 1.2 2906.6 10957.6kNsQ

Xác định sức chịu tải cực hạn do kháng mũi: p b pQ A q

Với qp tính theo công thức của Terzaghi:

1.3 0.3i

p c q vq cN N dN

Mũi cọc cắm vào lớp đất 6 là lớp đất cát, trạng thái dẻo có 025.07 , tra Bảng 2.7,

giáo trình Phân tích và tính toán móng cọc, Võ Phán, Hoàng Thế Thao, được: 25.272cN

12.824qN , 9.84N .

21.3 9.88 25.272 12.824 430.927 0.3 10.53 1.2 9.84 5888.1 /pq kN m

1.1259 5888.1 6629.3pQ kN

Vậy sức chịu tải cho phép:

10957.6 6629.37688.6

2 3

psa

s p

QQQ kN

FS FS


- 11 -

8.8.3 Sức chịu tải của cọc theo kết quả xuyên tiêu chuẩn (SPT)

Sức chịu tải cọc khoan nhồi trong đất dính và đất rời (TCXD 195 : 1997):

15 (1.5 4.3 ) ( )a b c c s sQ NA N L N L u W kN

trong đó:

N - Chỉ số SPT trung bình trong khoảng 1d dưới mũi cọc và 4d trên mũi cọc;

cN - Ciá trị trung bình của chỉ số xuyên tiêu chuẩn trong lớp đất rời;

sN - Giá trị trung bình của chỉ số xuyên tiêu chuẩn trong lớp đất dính;

pA - Diện tích tiết diện mũi cọc;

sL - Chiều dài phần thân cọc nằm trong lớp đất dính;

cL - Chiều dài phần thân cọc nằm trong lớp đất rời;

u - Chu vi tiết diện cọc;

W - Hiệu số giữa trọng lượng cọc và trọng lượng của trụ đất nền do cọc thay

thế.

Chỉ số SPT trung bình của đất trong khoảng 1d dưới mũi cọc và 4d trên

mũi cọc: 32N .

Hiệu số giữa trọng lượng cọc và trọng lượng của trụ đất nền do cọc thay thế:

W 1.131 (25 41.2 430.927) 677.54kN

Bảng 8-7: Xác định các thông số

Lớp Độ sâu (m) li

(m) Ns Nc Li.Ns Li.Nc

Mặt lớp Đáy lớp

2 -5.9 -23.8 -17.9

14.8

264.92

3 -23.8 -27.2 -3.4 19

64.6

4 -27.2 -35 -7.8

18.5

144.3

5 -35 -46 -11 37.4

411.4

6 -46 -47.2 -1.2

17

20.4

Tổng 476 428.14

Khi đó:

15 32 1.1259 (1.5 428.14 4.3 476) 3.1416 1.2 677.54 10101.6aQ kN


- 12 -

Bảng tổng hợp:

Bảng 8-8: Kết quả tổng hợp sức chịu tải của cọc

Sức chịu tải

Qa (kN)

Theo độ bền vật

liệu làm cọc

Theo chỉ tiêu cường

độ của đất nền

Theo kết quả xuyên

tiêu chuẩn

Cọc khoan nhồi (d= 1.2 m) 7756.2 7688.6 10101.6

Vậy chọn sức chịu tải nhỏ nhất để thiết kế: 7688.6aTKQ kN .

Từ kết quả tính toán sức chịu tải của cọc và kết quả tính toán kết cấu khung (Chương 4),

sinh viên có mặt bằng bố trí sơ bộ và phân loại nhóm móng để tính toán như hình vẽ:

Hình 8-1: Mặt bằng bố trí sơ bộ và phân loại nhóm móng cọc khoan nhồi


- 13 -

8.9 THIẾT KẾ MÓNG M2

Sử dụng cọc C1 (d= 1 m) có sức chịu tải thiết kế là: 5175.5aTKQ kN .

8.9.1 Nội lực tính móng

Tính toán móng M2 với giá trị nội lực tại chân cột được lấy theo bảng dưới.

Bảng 8-9: Các trường hợp tổ hợp cho nội lực nguy hiểm nhất

Trường hợp

tổ hợp

Giá trị nội lực tính toán

Ntt

(kN)

Mttx

(kN.m)

Mtty

(kN.m)

Httx

(kN)

Htty

(kN)

1 Nttmax Mtt

x Mtty Htt

x Htty

2 Ntt Mttxmax Mtt

y Httx Htt

y

3 Ntt Mttx Mtt

ymax Httx Htt

y

4 Ntt Mttx Mtt

y Httxmax Htt

y

5 Ntt Mttx Mtt

y Httx Htt

ymax

Bảng 8-10: Kết quả nội lực tính toán

Tổ hợp Ntt

(kN)

Mxtt

(kN.m)

Mytt

(kN.m)

Hxtt

(kN)

Hytt

(kN)

COMB13 -13283.1 -24.3 -3.2 10.6 -300.2

COMB22 MAX -10626.2 282.3 -7.6 9.6 -90.8

COMB24 MIN -11489.2 48.1 -167.4 -71.2 -220.0

COMB24 MAX -11314.6 119.7 161.6 90.2 -175.4

COMB22 MIN -12169.8 -68.3 -2.9 9.4 -304.6

8.9.2 Xác định số lượng cọc và bố trí cọc

Số lượng cọc trong đài: tt

c

aTK

Nn

Q

trong đó : - Hệ số xét đến ảnh hưởng của mômen, lấy = 1.3.

13283.1

1.3 3.34

5175.5

tt

c

aTK

Nn

Q

Vậy chọn nc= 4 cọc.


- 14 -

Khoảng cách giữa các cọc theo phương X là 3d= 3 m.

Khoảng cách giữa các cọc theo phương Y là 3d= 3 m.

Kích thước đài:

Khoảng cách giữa mép cọc tới mép ngoài của đài: d/3 ÷ d/2 chọn: 0.3 m.

Chọn chiều cao đài 1.5 m, cao trình đáy đài là: -4.9 m.

Kết quả bố trí cọc như hình vẽ:

Hình 8-2: Mặt bằng bố trí cọc móng M2

8.9.3 Kiểm tra phản lực đầu cọc

Chuyển các ngoại lực tác dụng về đáy đài tại trọng tâm nhóm cọc.

Trọng lượng bản thân đài cọc

25 4.6 4.6 1.5 793.5bt bt ñ ñQ F h kN

Trọng lượng đất trên đài cọc Qđ = 0 (Vì cao trình mặt trên đài trùng với cao trình sàn

tầng hầm).

Tính toán cho tổ hợp COMB13, các tổ hợp khác tương tự.

Vậy tổng lực dọc là:

13283.1 793.5 0 14076.6tt tt

ñ bt ñN N Q Q kN

24.3 ( 300.2) 1.5 474.6 .tt tt

ñx x y ñM M H h kN m

3.2 10.6 1.5 12.7 .tt tt

ñy y x ñM M H h kN m


- 15 -

Tải trọng tác dụng lên đầu cọc:

2 2

tttt tt

dy i dx itt

i

i i

M xN M yP

n x y

Kết quả được cho ở bảng dưới.

Bảng 8-11: Tọa độ các cọc

Cọc xi

(m)

yi

(m)

xi2

(m)

yi2

(m)

∑xi2

(m)

∑yi2

(m)

1 -1.5 -1.5 2.25 2.25

9 9 2 1.5 -1.5 2.25 2.25

3 1.5 1.5 2.25 2.25

4 -1.5 1.5 2.25 2.25

Bảng 8-12: Kết quả phản lực đầu cọc

Cọc Tổ hợp Nđ

tt

(kN)

Mđxtt

(kN.m)

Mđytt

(kN.m)

Pttmax

(kN)

1

COMB13 14076.6 -474.6 12.7 3437.9

COMB22 MAX 11419.7 146.1 6.7 2829.5

COMB24 MIN 12282.7 -281.8 -274.2 2978.0

COMB24 MAX 12108.1 -143.4 296.9 2953.6

COMB22 MIN 12963.3 -525.2 11.3 3151.4

2

COMB13 14076.6 -474.6 12.7 3442.2

COMB22 MAX 11419.7 146.1 6.7 2831.7

COMB24 MIN 12282.7 -281.8 -274.2 3069.4

COMB24 MAX 12108.1 -143.4 296.9 3052.6

COMB22 MIN 12963.3 -525.2 11.3 3155.2

3

COMB13 14076.6 -474.6 12.7 3600.3

COMB22 MAX 11419.7 146.1 6.7 2880.4

COMB24 MIN 12282.7 -281.8 -274.2 3163.3

COMB24 MAX 12108.1 -143.4 296.9 3100.4

COMB22 MIN 12963.3 -525.2 11.3 3330.2

4

COMB13 14076.6 -474.6 12.7 3596.1

COMB22 MAX 11419.7 146.1 6.7 2878.1

COMB24 MIN 12282.7 -281.8 -274.2 3072.0

COMB24 MAX 12108.1 -143.4 296.9 3001.5

COMB22 MIN 12963.3 -525.2 11.3 3326.5

Vậy tải trọng tác dụng vào các cọc đều thỏa:

min

3600.3 5175.5

2829.5 0

tt

max aTK

tt

P kN Q kN

P kN


- 16 -

8.9.4 Kiểm tra cọc làm việc theo nhóm

Sức chịu tải của nhóm cọc : nhom c aTKQ n Q

Hệ số nhóm cọc :

1 2 2 1

1 2

( 1) ( 1)1 ( )

90

n n n ndarctg

s n n

trong đó:

n1 - Số hàng cọc trong nhóm cọc n1= 2;

n2 - Số cọc trong một hàng n2= 2;

s - Khoảng cách hai cọc tính từ tâm.

1 (2 1) 2 (2 1) 21 ( ) 0.7952

3 90 2 2

arctg

Sức chịu tải nhóm cọc:

nhom

0.7952 4 5175.5 16462.2kN 14076.6tt

dQ N kN

Vậy thoả sức chịu tải của nhóm cọc.

8.9.5 Kiểm tra ổn định của đất nền dưới móng khối quy ước

Góc ma sát trung bình:

021.36i II

tb

i

H

H

Góc ảnh hưởng:

0

021.36

5.34

4 4

tb

Chiều dài cọc tính từ đáy đài:

41 0.8 40.2tbL m

Chiều dài móng khối quy ước theo phương Y:

0

1 2 tan 4 2 40.2 tan(5.34 ) 11.515qu tbL L L m

Chiều rộng móng khối quy ước theo phương X:

0

1 2 tan 4 2 40.2 tan(5.34 ) 11.515qu tbB B L m

Mômen chống uốn:

2 31

254.459

6x qu quW B L m

2 31

254.459

6y qu quW L B m


- 17 -

Chiều cao khối móng quy uớc:

40.2 1.5 41.7qu tb dH L H m

Diện tích móng khối qui ước:

2

132.59qu qu quA L B m

Khối lượng đất trong khối móng quy ước:

55789.22d qu i iQ A H kN

Khối lượng đất bị cọc, đài chiếm chỗ:

dc 1619.191p i Ii daiQ nA H V kN

Khối cọc và đài bêtông:

3937.876c p bt c daiQ nA L W kN

Khối lượng tổng trên móng quy ước:

58107.91qu d c dcQ Q Q Q kN

Tải trọng quy về đáy móng khối quy ước tính với tổ hợp COMB13, các tổ hợp khác

tương tự và được trình bày ở bảng dưới.

13283.158107.91 69658.4

1.15

474.6412.7 .

1.15 1.15

12.511 .

1.15 1.15

tc tc

qu dai qu

tttc xxqu

tt

ytc

yqu

N N Q kN

MM kN m

MM kN m

Ứng suất dưới đáy móng khối quy ước:

2525.4 /

tc

qutc

tb

qu

Np kN m

A

2

ax 527 /W W

tc tc tcqu ytc x

m

qu y x

N M Mp kN m

A

2

min 523.7 /W W

tc tc tcqu ytc x

qu y x

N M Mp N m

A

Xác định sức chịu tải của đất nền theo trạng thái giới hạn II:

' '( )tc qu II vp IIR m AB B Dc

Với m= 1 là hệ số điều kiện làm việc.


- 18 -

' 2420.76 /vp f iD kN m

Mũi cọc đặt tại lớp đất 5 có: ' 3 0(20.53 10) 10.53 / , 57.9, =16.2II II IIkN m c

Suy ra: Tra Bảng 1.20, giáo trình Nền móng, Châu Ngọc Ẩn có:

0.3651, 2.462, 5.0214A B D

Khi đó:

' ' 2( ) 1370.2 /tc qu II vp IIR m AB B Dc kN m

Điều kiện kiểm tra:

;tc

tb tcP R

max1.2 ;

tc

tcP R

min0

tc

P

Bảng 8-13: Kết quả kiểm tra ổn định đất nền

Tổ hợp Ntc

qu

(kN)

Mtcxqu

(kN.m)

Mtcyqu

(kN.m)

Ptctb

(kN)

Ptcmax

(kN)

Ptcmin

(kN)

Rtc

(kN)

1.2Rtc

(kN) Kết luận

COMB13 69658.4 -412.7 11.0 525.4 527.0 523.7

1370.2 1644.2

Thỏa

COMB22 MAX 67348.1 127.0 5.9 507.9 508.5 507.4 Thỏa

COMB24 MIN 68098.5 -245.1 -238.4 513.6 515.5 511.7 Thỏa

COMB24 MAX 67946.7 -124.7 258.1 512.5 514.0 511.0 Thỏa

COMB22 MIN 68690.4 -456.7 9.8 518.1 519.9 516.2 Thỏa

8.9.6 Tính độ lún móng khối quy ước

Phần này trình bày tính độ lún móng khối quy ước theo phương pháp tổng phân tố.

Từ kết quả kiểm tra ổn định của đất nền, nhận thấy ứng với tổ hợp đầu tiên cho áp lực

gây lún móng khối quy ước lớn nhất. Vì vậy chọn tổ hợp này (COMB13) để tính.

Bảng 8-14: Kết quả thí nghiệm nén cố kết cho lớp 5 và lớp 6

Lớp Áp lực nén P (kPa)

50 100 200 400 800 1600

5 0.493 0.47 0.437 0.401 0.359 0.312

6 0.629 0.62 0.609 0.596 0.579 0.557

Áp lực gây lún: ' 2525.4 420.763 104.6 /tc

gl tb i ip p h kN m

Đất nền được chia thành các lớp đồng nhất với chiều dày thoả điều kiện:

(0.4 0.6) 4.6 6.9i quh B m m , để kết quả được chính xác chọn: 0.5ih m

Đường cong nén lún:


- 19 -

Hình 8-3: Đường cong nén lún lớp đất 5


Kết quả tính toán độ lún của móng khối quy ước được trình bày ở Bảng 7-15.

0.3

0.32

0.34

0.36

0.38

0.4

0.42

0.44

0.46

0.48

0.5

0.52

0 200 400 600 800 1000 1200 1400 1600 1800

0.55

0.56

0.57

0.58

0.59

0.6

0.61

0.62

0.63

0.64

0 200 400 600 800 1000 1200 1400 1600 1800


- 20 -

Bảng 8-15: Kết quả tính toán độ lún của móng khối quy ước

Độ sâu z

(m) z/Bqu k0

σz

(kN/m2)

σbt

(kN/m2)

P1

(kN/m2)

P2

(kN/m2) e1 e2

Độ lún

(cm)

-45.1 0.0 0.000 1.000 104.6 420.8

423.4 527.5 0.399 0.388 0.391

-45.6 -0.5 0.043 0.991 103.7 426.0

428.1 531.5 0.398 0.387 0.310

-46.0 -0.9 0.078 0.984 103.0 430.2

432.7 535.2 0.595 0.590 0.137

-46.5 -1.4 0.122 0.976 102.1 435.2

437.6 539.2 0.594 0.590 0.135

-47.0 -1.9 0.165 0.967 101.1 440.1

442.5 543.0 0.594 0.590 0.134

-47.5 -2.4 0.208 0.953 99.7 445.0

447.5 545.4 0.594 0.590 0.131

-48.0 -2.9 0.252 0.919 96.1 449.9

452.4 546.6 0.594 0.590 0.126

-48.5 -3.4 0.295 0.884 92.4 454.8

457.3 547.9 0.594 0.590 0.121

-49.0 -3.9 0.339 0.849 88.8 459.8

462.2 549.2 0.593 0.590 0.116

-49.5 -4.4 0.382 0.814 85.2 464.7

467.1 550.3 0.593 0.590 0.111

-50.0 -4.9 0.426 0.775 81.1 469.6

472.1 550.9 0.593 0.590 0.105

-50.5 -5.4 0.469 0.733 76.7 474.5

477.0 551.5 0.593 0.590 0.099

-51.0 -5.9 0.512 0.691 72.3 479.4

481.9 552.0 0.593 0.590 0.094

-51.5 -6.4 0.556 0.649 67.9 484.4

486.8 552.5 0.592 0.590 0.088

-52.0 -6.9 0.599 0.607 63.5 489.3

491.7 553.4 0.592 0.589 0.082

-52.5 -7.4 0.643 0.573 59.9 494.2

496.7 554.8 0.592 0.589 0.078

-53.0 -7.9 0.686 0.538 56.3 499.1

501.6 556.1 0.592 0.589 0.073

-53.5 -8.4 0.729 0.504 52.8 504.0

506.5 557.5 0.591 0.589 0.068

-54.0 -8.9 0.773 0.470 49.2 509.0

511.4 559.0 0.591 0.589 0.064

-54.5 -9.4 0.816 0.440 46.0 513.9


- 21 -

516.3 561.1 0.591 0.589 0.060

-55.0 -9.9 0.860 0.415 43.4 518.8

521.3 563.4 0.591 0.589 0.056

-55.5 -10.4 0.903 0.391 40.9 523.7

526.2 565.8 0.591 0.589 0.053

-56.0 -10.9 0.947 0.366 38.3 528.6

531.1 568.1 0.590 0.589 0.049

-56.5 -11.4 0.990 0.342 35.7 533.6

536.0 570.8 0.590 0.589 0.046

-57.0 -11.9 1.033 0.323 33.8 538.5

540.9 573.8 0.590 0.589 0.044

-57.5 -12.4 1.077 0.306 32.0 543.4

545.9 576.9 0.590 0.588 0.042

-58.0 -12.9 1.120 0.288 30.2 548.3

550.8 580.1 0.590 0.588 0.039

-58.5 -13.4 1.164 0.271 28.4 553.2

555.7 583.2 0.589 0.588 0.037

-59.0 -13.9 1.207 0.255 26.7 558.2

560.6 586.7 0.589 0.588 0.035

-59.5 -14.4 1.251 0.243 25.4 563.1

565.5 590.3 0.589 0.588 0.033

-60.0 -14.9 1.294 0.231 24.1 568.0

Tổng độ lún (cm) 2.955

Vậy tổng độ lún của móng khối quy ước là: S= 2.955 cm < [S]= 8 cm (Thỏa)

8.9.7 Kiểm tra và xác định chiều cao đài móng hợp lý

Chọn bề dày lớp bê tông bảo vệ a= 12 cm.

Chiều cao đài sơ bộ là 1.5 m.

8.9.7.1 Theo điều kiện xuyên thủng

Xuyên thủng của cột lên đài móng

Lực gây xuyên thủng: Pxt = Ntt = 13283.1 kN

mu - Diện tích xung quanh của xuyên thủng.

Tháp xuyên thủng 450 có đáy lớn gần như bao phủ toàn bộ cọc theo hình vẽ bên dưới,

nên điều kiện xuyên thủng của cột lên đài móng thỏa.


- 22 -

Hình 8-5: Xác định diện tích xung quanh của tháp xuyên thủng

Xuyên thủng của cọc lên đài móng

Lực gây xuyên thủng là phản lực đầu cọc: Pxt = Pmax= 3600.3 kN.

Lực chống xuyên thủng được xác định như sau: Góc xuyên thủng là 450, nên tháp xuyên

thủng của cọc lên đài móng tính toán thiên về an toàn có diện tích xung quanh bằng ¼ diện

tích xung quanh của hình nón cụt:

3

0

11 1.2 10 ( (0.5 1.85) 1.38 2) 1.38 5965

4cx bt mP R u h kN

Như vậy: cx xtP P thỏa điều kiện xuyên thủng của đài.

8.9.7.2 Theo điều kiện chịu cắt của đài móng

Áp dụng Mục 6.2.3.3, TCXDVN 356 : 2005.

Kiểm tra theo công thức: 2

2 0(1 )b f n bt

b

R bhQ Q Q

c

trong đó:

Q - Lực cắt tác dụng lên đài móng do phản lực đầu cọc gây ra;

2 2b - Hệ số xét ảnh hưởng của loiaj bêtông đối với bêtông nặng;

0n - Hệ số xét đến ảnh hưởng của lực dọc;


- 23 -

0f - Hệ số xét đến ảnh hưởng của cánh chịu nén trong tiết diện chữ T, I;

c - Chiều dài của hình chiếu tiết diện nguy hiểm nhất lên trục dọc cấu kiện.

Kiểm tra theo phương X:

2 3 3442.2 3600.3 7042.5Q P P kN

3 22 1.2 10 4.6 1.38

18282 7042.51.15

bQ Q kN Q kN

Kiểm tra theo phương Y:

3 4 3600.3 3596.1 7196.4Q P P kN

3 22 1.2 10 4.6 1.38

20023 7196.41.05

bQ Q kN Q kN

Như vậy đài móng thỏa điều kiện chịu cắt.

8.9.8 Tính toán cốt thép cho đài

Từ kết quả phản lực đầu cọc đã được xác định ở trên:

Bảng 8-16: Kết quả phản lực đầu cọc

Cọc Tổ hợp Nđ

tt

(kN)

Mđxtt

(kN.m)

Mđytt

(kN.m)

Pttmax

(kN)

1

COMB13 14076.6 -474.6 12.7 3437.9

COMB22 MAX 11419.7 146.1 6.7 2829.5

COMB24 MIN 12282.7 -281.8 -274.2 2978.0

COMB24 MAX 12108.1 -143.4 296.9 2953.6

COMB22 MIN 12963.3 -525.2 11.3 3151.4

2

COMB13 14076.6 -474.6 12.7 3442.2

COMB22 MAX 11419.7 146.1 6.7 2831.7

COMB24 MIN 12282.7 -281.8 -274.2 3069.4

COMB24 MAX 12108.1 -143.4 296.9 3052.6

COMB22 MIN 12963.3 -525.2 11.3 3155.2

3

COMB13 14076.6 -474.6 12.7 3600.3

COMB22 MAX 11419.7 146.1 6.7 2880.4

COMB24 MIN 12282.7 -281.8 -274.2 3163.3

COMB24 MAX 12108.1 -143.4 296.9 3100.4

COMB22 MIN 12963.3 -525.2 11.3 3330.2

4

COMB13 14076.6 -474.6 12.7 3596.1

COMB22 MAX 11419.7 146.1 6.7 2878.1

COMB24 MIN 12282.7 -281.8 -274.2 3072.0

COMB24 MAX 12108.1 -143.4 296.9 3001.5

COMB22 MIN 12963.3 -525.2 11.3 3326.5


- 24 -

Tính cốt thép theo phương X:

Từ kết quả phản lực đầu cọc, thì phản lực cọc 2 và 3 cho mômen lớn nhất.

Sơ đồ tính là thanh côngxon ngàm tại mép cột.

Tính toán cốt thép như cấu kiện chịu uốn với tiết diện: 4.6 , 1.5b m h m .

Chiều dày lớp bêtông bảo vệ 12a cm , suy ra 0 1.5 0.12 1.38h h a m .

Hình 8-6: Sơ đồ tính cốt thép theo phương X

Tính toán cốt thép cho đài:

2 2 3 3

1

1.15 442.2 1.15 3600.3 8098.88 .

n

i i

i

M x P x P x P kN m

2 3 2

0

8098.880.054

. . 17 10 4.6 1.38m

b

M

R b h

1 1 2. 0.055m

4 20

s

0

. . . 0.055 17 4.6 1.3810 212

280

A 212100% 100% 0.34%

460 138

bs

s

R b hA cm

R

bh

Chọn ϕ28a130 có Aschon= 215.6 cm2. (Bố trí một lớp thép)

Tính cốt thép theo phương Y: Từ kết quả phản lực đầu cọc, thì phản lực cọc 3 và 4

cho mômen lớn nhất.

Sơ đồ tính là thanh côngxon ngàm tại mép cột.

Tính toán cốt thép như cấu kiện chịu uốn với tiết diện: 4.6 , 1.5b m h m .

Chiều dày lớp bêtông bảo vệ 12a cm , suy ra 0 1.5 0.12 1.38h h a m


- 25 -

Hình 8-7: Sơ đồ tính cốt thép theo phương Y

Tính toán cốt thép cho đài:

3 3 4 4

1

1.05 3600.3 1.05 3596.1 7556.22 .

n

i i

i

M x P x P x P kN m

2 3 2

0

7556.220.051

. . 17 10 4.6 1.38m

b

M

R b h

1 1 2. 0.052m

4 20

s

0

. . . 0.052 17 4.6 1.3810 201

280

A 201100% 100% 0.32%

460 138

bs

s

R b hA cm

R

bh

Chọn ϕ28a130 có Aschon= 215.6 cm2. (Bố trí một lớp thép).

8.9.9 Kiểm tra cọc chịu tải trọng ngang

z

l

M =1

MH

0

MMHM

0

HHH =1

l

zz

0

0

0l

l

H

n

y

N M


- 26 -

Lực cắt lớn nhất tại chân đài: 2 2tt tt tt

x yH H H

Lực cắt tác dụng lên 1 cọc: / 4ttH H

Kết quả được trình bày ở bảng dưới.

Bảng 8-17: Tính toán lực cắt tác dụng lên một cọc

Tổ hợp Htt

(kN)

H

(kN)

COMB13 300.347 75.087

COMB22 MAX 91.311 22.828

COMB24 MIN 231.225 57.806

COMB24 MAX 197.229 49.307

COMB22 MIN 304.726 76.182

Theo Mục G.2, Phụ lục G, TCXD 205 : 1998, khi tính toán cọc chịu tải trọng ngang, đất

quanh cọc được xem như môi trường đàn hồi biến dạng tuyến tính, đặc trưng bằng hệ số nền

3( / )zC kN m , khi không có số liệu thí nghiệm, cho phép xác định theo công thức:

3( / )zC k z kN m

trong đó:

k – Hệ số tỷ lệ, kN/m4, được lấy theo Bảng G1

Khi đó, kết quả tính toán hệ số tỷ lệ được cho ở bảng dưới.

Bảng 8-18: Kết quả tính toán hệ số tỷ lệ k

Lớp Mô tả Độ sệt

IL

Hệ số rỗng

e0

k

(kN/m4)

2 Cát pha lẫn dăm sạn thạch anh, xám trắng - vàng,

trạng thái dẻo 0.34 0.592 8880

3 Sét, nâu - xám trắng, trạng thái dẻo cứng 0.29 0.784 4840

4 Cát pha, nâu hồng, trạng thái dẻo 0.37 0.603 8590

5 Sét, nâu - xám trắng, trạng thái cứng <0 0.619 6000

6 Cát pha, xám vàng - xám xanh, trạng thái dẻo 0.36 0.621 8110

Tính toán cọc chịu tải trọng ngang, được thực hiện bằng mô hình phần tử hữu hạn –

Phần mềm Sap 2000, các lớp đất được thay thế bằng các lò xo có độ cứng ( / )lx zK C A kN m ,

với A – Diện tích lò xo chịu.

Chia các lớp đất xung quanh cọc thành các lớp nhỏ có bề dày 0.5 m. Khi đó độ cứng lò

xo được cho ở bảng dưới.


- 27 -

Bảng 8-19: Kết quả tính toán độ cứng lò xo

Lớp Độ sâu Cz

(kN/m3)

Klx

(kN/m) Lớp Độ sâu

Cz

(kN/m3)

Klx

(kN/m)

2

-5.4 47952 18831

4

-27.7 237943 186940

-5.9 52392 41149 -28.2 242238 190314

-6.4 56832 44636 -28.7 246533 193689

-6.9 61272 48123 -29.2 250828 197063

-7.4 65712 51610 -29.7 255123 200437

-7.9 70152 55097 -30.2 259418 203812

-8.4 74592 58585 -30.7 263713 207186

-8.9 79032 62072 -31.2 268008 210560

-9.4 83472 65559 -31.7 272303 213935

-9.9 87912 69046 -32.2 276598 217309

-10.4 92352 72533 -32.7 280893 220684

-10.9 96792 76020 -33.2 285188 224058

-11.4 101232 79508 -33.7 289483 227432

-11.9 105672 82995 -34.2 293778 230807

-12.4 110112 86482 -34.7 298073 187345

-12.9 114552 89969 -35 300650 188965

-13.4 118992 93456

5

-35.5 213000 167343

-13.9 123432 96943 -36 216000 169700

-14.4 127872 100431 -36.5 219000 172057

-14.9 132312 103918 -37 222000 174414

-15.4 136752 107405 -37.5 225000 176771

-15.9 141192 110892 -38 228000 179128

-16.4 145632 114379 -38.5 231000 181485

-16.9 150072 117867 -39 234000 183842

-17.4 154512 121354 -39.5 237000 186199

-17.9 158952 124841 -40 240000 188556

-18.4 163392 128328 -40.5 243000 190913

-18.9 167832 131815 -41 246000 193270

-19.4 172272 135302 -41.5 249000 195627

-19.9 176712 138790 -42 252000 197984

-20.4 181152 142277 -42.5 255000 200341

-20.9 185592 145764 -43 258000 202698

-21.4 190032 149251 -43.5 261000 205055

-21.9 194472 152738 -44 264000 207412

-22.4 198912 156225 -44.5 267000 230745

-22.9 203352 159713 -45.1 270600 127558

-23.4 207792 146880


- 28 -

-23.8 211344 149391

3

-24.3 117612 92372

-24.8 120032 94273

-25.3 122452 96174

-25.8 124872 98074

-26.3 127292 99975

-26.8 129712 91688

-27.2 131648 93057

Sơ đồ tính cọc chịu tải trọng ngang như hình vẽ:

Hình 8-8: Sơ đồ tính cọc chịu tải trọng ngang

Hình 8-9: Mô hình trong phần mềm Sap 2000


- 29 -

Hình 8-10: Biểu đồ mômen Mz Hình 8-11: Biểu đồ lực cắt Qz

Giá trị áp lực ngang của cọc được tính bằng phản lực lò xo chia cho diện tích lò xo chịu:

2( / )iz

PkN m

A

Kết quả tính toán được trình bày theo bảng dưới.


- 30 -

Bảng 8-20: Kết quả tính toán cọc chịu tải trọng ngang

Lớp Độ sâu Qz

(kN)

Mz

(kN.m)

σz

(kN/m2)

2

-5.4 -76.18 -111.23 -14.21

-5.9 -70.6 -103.61 -14.95

-6.4 -58.86 -75.37 -14.81

-6.9 -47.22 -45.94 -14.01

-7.4 -36.22 -22.33 -12.71

-7.9 -26.25 -4.22 -11.06

-8.4 -17.56 8.9 -9.24

-8.9 -10.3 17.68 -7.38

-9.4 -4.5 22.33 -5.61

-9.9 -0.09 25.08 -3.99

-10.4 3.04 25.12 -2.57

-10.9 5.06 23.6 -1.40

-11.4 6.16 21.07 -0.48

-11.9 6.54 17.99 0.20

-12.4 6.38 14.72 0.67

-12.9 5.85 11.53 0.95

-13.4 5.1 8.62 1.09

-13.9 4.24 6.06 1.11

-14.4 3.37 3.94 1.04

-14.9 2.54 2.26 0.93

-15.4 1.81 0.99 0.79

-15.9 1.19 0.08 0.64

-16.4 0.69 -0.51 0.48

-16.9 0.31 -0.86 0.34

-17.4 0.04 -1.02 0.23

-17.9 -0.14 -1.04 0.14

-18.4 -0.25 -0.97 0.06

-18.9 -0.3 -0.84 0

-19.4 -0.3 -0.7 0

-19.9 -0.28 -0.54 0

-20.4 -0.25 -0.4 0

-20.9 -0.2 -0.28 0

-21.4 -0.16 -0.18 0

-21.9 -0.12 -0.1 0

-22.4 -0.08 -0.04 0

-22.9 -0.05 -0.002 0

-23.4 -0.03 0 0

-23.8 0 0 0


- 31 -

Hình 8-12: Biểu đồ lực cắt dọc thân cọc

Hình 8-13: Biểu đồ mômen dọc thân cọc

-25

-20

-15

-10

-5

0

-100 -80 -60 -40 -20 0 20Đ

ộ s

âu

từ

đáy đ

ài

(m)

Giá trị Qz (kN)

-25

-20

-15

-10

-5

0

-120 -100 -80 -60 -40 -20 0 20 40

Độ s

âu

từ

đáy

đài

(m)

Giá trị Mz (kN.m)


- 32 -

Hình 8-14: Biểu đồ áp lực ngang dọc thân cọc

Kiểm tra ổn định nền đất quanh cọc:

'

1 2

4( )

os

z

y v I I

I

tg cc

Vị trí có z lớn nhất tại độ sâu z=- 5.9 m, 2

ax 14.95 /zm kN m

Khi đó:

' 2

1 2

24.42 / ; 10.02

24.24 ; 0.6

1; 0.7

v I

o

I

kN m c

Suy ra:

' 2 2

z 1 2 zmax

4( ) 52.22 / 14.95 /

osv I I

I

tg c kN m KN mc

Vậy thoả điều kiện ổn định nền đất quanh cọc.

8.9.10 Kiểm tra cốt thép trong cọc

Kiểm tra cọc như cấu kiện chịu nén lệch tâm với tiết diện tròn và cốt thép bố trí theo

chu vi. Tiêu chuẩn thiết kế TCXDVN 356 : 2005 không đưa ra công thức và điều kiện tính

toán tiết diện tròn mà chỉ đưa ra các nguyên tắc tính toán tiết diện vành khuyên. Do đó, sinh

viên dựa vào hướng dẫn tính toán cấu kiện chịu nén lệch tâm với tiết diện tròn và cốt thép bố

trí theo chu vi trong sách tính toán thực hành cấu kiện BTCT theo TCXDVN 356 : 2005 (tập

-20

-18

-16

-14

-12

-10

-8

-6

-4

-2

0

-20.00 -15.00 -10.00 -5.00 0.00 5.00Đ

ộ s

âu

từ

đáy đ

ài

(m)

Giá trị áp σz (kN/m2)


- 33 -

2) của GS.TS. Nguyễn Đình Cống. Trong sách, tác giả đã dựa vào những nguyên tắc tính toán

tiết diện vành khuyên được nêu trong TCXDVN 356 : 2005 để lập ra các công thức tính toán

tiết diện tròn.

Lực dọc tác dụng lên cọc: N = P + W - Qs

trong đó:

P - Lực nén truyền từ cột xuống mỗi cọc

W - Trọng lượng bản thân cọc đến độ sâu có mômen lớn nhất.

Qs - Sức kháng ma sát dọc thân cọc đến độ sâu có mômen lớn nhất.

Nội lực mômen lớn nhất khi cọc chịu tải trọng ngang là M=111.23 kN.m, tại z= -5.4 m.

Khi đó: N = 13283.1/4 + 1/4120.525 - 22.76= 3307.8 kN

Hình 8-15: Sơ đồ tính toán tiết diện cọc

Số liệu:

r = 0.5D = 0.51000 = 500 mm. Giả thiết a = 50 mm, ra = 500 - 50 = 450 mm

A = 1/412 =0.785 m2; Ast = 32.16 cm2 = 0.003216 m2

e1 = M/N = 111.23/3307.8 = 0.0336 m = 33.6 mm

Độ lệch tâm ngẫu nhiên ea = 15 mm

Kết cấu siêu tĩnh e0 = max (e1, ea) = 33.6 mm

Xét uốn dọc: 0.5

0.5 71

oL

D , nên bỏ qua uốn dọc: = 1

1

4 4

2 1

1 (thé CI, A-I, CII, A-II, CIII, A-III)

1.5 6 10 1.5 6 280 10 1.668

1.668

s

p

R

Điều kiện kiểm tra: Ne0 [Ne]gh


- 34 -

3

s 1

1 2sin A ( sin

3b t sc a s sgh

Ne R Ar R r R Z

Tính góc theo phương pháp thử dần từ phương trình:

s 1

s 2

( A ) 0.5 sin 2

A ( )

s t b

b t sc s

N R R A

R A R R

Thay số và rút gọn lại, được phương trình;

0.8392 0.4237sin 2

Giải phương trình tìm được = 0.852 Rad

Xác định khả năng chịu lực:

3

c

s 1 2 c

1 s

s c a

φsinφ = 0.753; sin φ = 0426; = = 0.271

φ = - 1 1.668 0.271 0.548

φ φ 1.722

Z = (0.2+1.3ξ )r = (0.2+1.3×0.271)×0.45 = 0.249 m

Suy ra: 824 .gh

Ne kN m

Kiểm tra: Ne0 = 3307.810.0336 = 111.14 < [Ne]gh

Vậy cọc đủ khả năng chịu lực.

8.9.11 Tính toán cốt đai cọc

Khả năng chịu cắt của bêtông:

3

min 3 0 (1 ) 0.6 (1 0 0) 1.2 10 0.886 0.836 533.301 b f n b btQ R bh kN

Lực cắt lớn nhất trong cọc theo kết quả tính toán cọc chịu tải trọng ngang:

min152.363 533.301maxQ kN Q kN

Theo Mục 5.8.4, TCXDVN 375 : 2006: Phần đỉnh cọc, trong phạm vi một đoạn tính từ

mặt dưới đài cọc, có chiều dài bằng hai lần kích thước tiết diện ngang d của cọc, phải được

cấu tạo như là vùng có khả năng hình thành khớp dẻo. Nên bố trí trong vùng này đai 8a100,

còn lại bố trí cốt đai 8a200.


- 35 -


Sử dụng cọc C1 (d= 1 m) có sức chịu tải thiết kế là: 5175.5aTKQ kN .


Bố trí sơ bộ đài móng dưới hai chân cột, nên nội lực quy về tại tâm hai cột được sinh

viên khai báo trong Phần mềm Etabs để tính.

Kết quả nội lực sau khi lọc từ kết quả Phần mềm Etabs được thể hiện ở bảng dưới.


Tổ hợp Ntt

(kN)

Mxtt

(kN.m)

Mytt

(kN.m)

Hxtt

(kN)

Hytt

(kN)

COMB11 -10793.6 -706.5 -7.2 -245.7 27.1

COMB42 MIN -9813.7 -1165.3 -6.7 -184.3 -88.5

COMB22 MAX -8547.9 -430.3 218.4 -126.6 77.3

COMB22 MIN -10217.2 -924.0 48.8 -267.0 -44.9

COMB42 MAX -9217.8 -159.0 136.3 -142.0 112.9



c

aTK

Nn

Q


10793.6

1.3 2.7

5175.5

tt

c

aTK

Nn

Q

Vậy chọn nc= 3 cọc.

Khoảng cách giữa các cọc được bố trí là 3d= 3 m.






- 36 -

Hình 8-16: Mặt bằng bố trí sơ bộ kích thước móng M3



021.36i II

tb

i

H

H


0

021.36

5.34

4 4

tb

Quy tiết diện ngang đài móng đa giác thành tiết diện ngang hình vuông tương đương:

diện tích đa giác 215.42A m nên cạnh của hình vuông 15.42 3.9268a A m


41 0.8 40.2tbL m

Kích thước đài đến mép cọc biên:

1 1 0.6 3.3268B L a m


0

1 2 tan 3.3268 2 40.2 tan(5.34 ) 10.842qu tbL L L m


- 37 -


0

1 2 tan 3.3268 2 40.2 tan(5.34 ) 10.842qu tbB B L m


2 31

212.39

6x qu quW B L m

2 31

212.39

6y qu quW L B m


40.2 1.5 41.7qu tb dH L H m


2









51185.17qu d c dcQ Q Q Q kN



10793.651185.17 60570.9

1.15

706.5 27.1 1.5579 .

1.15 1.15

7.2 ( 245.7) 1.5326.8 .

1.15 1.15

tc tc

qu dai qu

tttc xxqu

tt

ytc

yqu

N N Q kN

MM kN m

MM kN m


2515.3 /

tc

qutc

tb

qu

Np kN m

A


- 38 -

2

ax 519.6 /W W

tc tc tcqu ytc x

m

qu y x

N M Mp kN m

A

2

min 511.1 /W W

tc tc tcqu ytc x

qu y x

N M Mp N m

A



Với m=1 là hệ số điều kiện làm việc.

' 2420.76 /vp f iD kN m



0.3651, 2.462, 5.0214A B D

Khi đó:



;tc

tb tcP R

max1.2 ;

tc

tcP R

min0

tc

P


Tổ hợp Ntc

qu

(kN)

Mtcxqu

(kN.m)

Mtcyqu

(kN.m)

Ptctb

(kN)

Ptcmax

(kN)

Ptcmin

(kN)

Rtc

(kN)

1.2Rtc

(kN) Kết luận

COMB11 60570.9 -579.0 -326.8 515.3 519.6 511.1

1367.6 1641.1

Thỏa

COMB42 MIN 59718.8 -1128.8 -246.3 508.1 514.5 501.6 Thỏa

COMB22 MAX 58618.1 -273.3 24.8 498.7 500.1 497.3 Thỏa

COMB22 MIN 60069.7 -862.1 -305.8 511.1 516.6 505.6 Thỏa

COMB42 MAX 59200.7 9.0 -66.7 503.7 504.0 503.3 Thỏa

8.10.4 Tính độ lún móng khối quy ước

Phần này trình bày tính độ lún móng khối quy ước theo phương pháp tổng phân tố.

Từ kết quả kiểm tra ổn định của đất nền, nhận thấy ứng với tổ hợp đầu tiên cho áp lực

gây lún móng khối quy ước lớn nhất. Vì vậy chọn tổ hợp này (COMB11) để tính.

Bảng 8-23: Kết quả thí nghiệm nén cố kết cho lớp 5 và lớp 6

Lớp Áp lực nén P (kPa)

50 100 200 400 800 1600

5 0.493 0.47 0.437 0.401 0.359 0.312

6 0.629 0.62 0.609 0.596 0.579 0.557


- 39 -

Áp lực gây lún: ' 2515.3 420.76 94.54 /tc

gl tb i ip p h N m

Đất nền được chia thành các lớp đồng nhất với chiều dày thoả điều kiện:

(0.4 0.6) 4.6 6.9i quh B m m để kết quả được chính xác chọn: 0.5ih m

Đường cong nén lún:



Kết quả tính toán độ lún của móng khối quy ước được trình bày ở bảng dưới.

0.3

0.32

0.34

0.36

0.38

0.4

0.42

0.44

0.46

0.48

0.5

0.52

0 200 400 600 800 1000 1200 1400 1600 1800

0.55

0.56

0.57

0.58

0.59

0.6

0.61

0.62

0.63

0.64

0 200 400 600 800 1000 1200 1400 1600 1800


- 40 -

Bảng 8-24: Kết quả tính toán độ lún của móng khối quy ước

Độ sâu z

(m) z/Bqu k0

σz

(kN/m2)

σbt

(kN/m2)

P1

(kN/m2)

P2

(kN/m2) e1 e2

Độ

lún

(cm)

-45.1 0.0 0.000 1.000 94.6 420.8

423.4 517.5 0.399 0.389 0.353

-45.6 -0.5 0.046 0.991 93.7 426.0

428.1 521.5 0.398 0.388 0.280

-46.0 -0.9 0.083 0.983 93.0 430.2

432.7 525.3 0.595 0.591 0.123

-46.5 -1.4 0.129 0.974 92.1 435.2

437.6 529.3 0.594 0.591 0.122

-47.0 -1.9 0.175 0.965 91.2 440.1

442.5 532.7 0.594 0.590 0.120

-47.5 -2.4 0.221 0.943 89.2 445.0

447.5 534.9 0.594 0.590 0.117

-48.0 -2.9 0.267 0.906 85.7 449.9

452.4 536.3 0.594 0.590 0.112

-48.5 -3.4 0.314 0.869 82.2 454.8

457.3 537.7 0.594 0.590 0.107

-49.0 -3.9 0.360 0.832 78.7 459.8

462.2 539.1 0.593 0.590 0.103

-49.5 -4.4 0.406 0.794 75.1 464.7

467.1 540.1 0.593 0.590 0.097

-50.0 -4.9 0.452 0.750 70.9 469.6

472.1 540.8 0.593 0.590 0.092

-50.5 -5.4 0.498 0.705 66.6 474.5

477.0 541.5 0.593 0.590 0.086

-51.0 -5.9 0.544 0.660 62.4 479.4

481.9 542.2 0.593 0.590 0.080

-51.5 -6.4 0.590 0.615 58.2 484.4

486.8 543.2 0.592 0.590 0.075

-52.0 -6.9 0.636 0.577 54.6 489.3

491.7 544.6 0.592 0.590 0.071

-52.5 -7.4 0.683 0.541 51.2 494.2

496.7 546.1 0.592 0.590 0.066

-53.0 -7.9 0.729 0.505 47.8 499.1

501.6 547.6 0.592 0.590 0.061

-53.5 -8.4 0.775 0.469 44.3 504.0

506.5 549.3 0.591 0.590 0.057

-54.0 -8.9 0.821 0.437 41.3 509.0

511.4 551.5 0.591 0.590 0.054


- 41 -

-54.5 -9.4 0.867 0.411 38.9 513.9

516.3 554.0 0.591 0.589 0.050

-55.0 -9.9 0.913 0.385 36.4 518.8

521.3 556.4 0.591 0.589 0.047

-55.5 -10.4 0.959 0.359 33.9 523.7

526.2 558.9 0.591 0.589 0.044

-56.0 -10.9 1.005 0.334 31.6 528.6

531.1 561.8 0.590 0.589 0.041

-56.5 -11.4 1.052 0.316 29.8 533.6

536.0 565.0 0.590 0.589 0.039

-57.0 -11.9 1.098 0.297 28.1 538.5

540.9 568.2 0.590 0.589 0.036

-57.5 -12.4 1.144 0.279 26.4 543.4

545.9 571.4 0.590 0.589 0.034

-58.0 -12.9 1.190 0.261 24.7 548.3

550.8 574.8 0.590 0.589 0.032

-58.5 -13.4 1.236 0.247 23.3 553.2

555.7 578.4 0.589 0.588 0.030

-59.0 -13.9 1.282 0.234 22.1 558.2

560.6 582.1 0.589 0.588 0.029

-59.5 -14.4 1.328 0.221 20.9 563.1

565.5 585.8 0.589 0.588 0.027

-60.0 -14.9 1.374 0.208 19.7 568.0

Tổng độ lún (cm) 2.587

Vậy tổng độ lún của móng khối quy ước là: S= 2.587 cm < [S]= 8 cm (Thỏa)


Xuất tầng tại chân cột sau khi giải mô hình từ phần mềm Etabs qua phần mềm Safe.

Phản lực đầu cọc sẽ được tính toán trong phần mềm Safe.

Định vị và vẽ đài móng, cọc.

Các cọc được gán bằng các lò xo có độ cứng K được tính như sau: (Theo Mục 2.9.2,

trang 73, giáo trình Phân tích và tính toán Móng cọc, Võ Phán, Hoàng Thế Thao):

ii

i

PK

S

trong đó:

Pi – Phản lực đầu cọc;

Si – Độ lún của cọc thứ i (độ lún đàn hồi), thường lấy độ lún đàn hồi của cọc

bằng khoảng (0.10.3) lần độ lún lâu dài của cọc (Theo giáo viên hướng dẫn đề nghị). Sinh

viên chọn 0.1.


- 42 -

Vì chưa biết phản lực đầu cọc, nên có thể lấy phản lực đầu cọc bằng sức chịu tải thiết kế

của cọc để tính (Theo giáo viên hướng dẫn đề nghị).

Khi đó độ cứng lò xo để gán vào phần mềm Safe là:

5175.52000.6 /

0.1 0.2 25.87

i aTKi

i

P QK kN mm

S S

Định nghĩa đặc trưng vật liệu, tiết diện, các trường hợp tổ hợp tải trọng trong phần mềm

safe và giải mô hình. Được kết quả như sau:

Kết quả phản lực đầu cọc:

Hình 8-19: Giá trị phản lực đầu cọc Pimax

Hình 8-20: Giá trị phản lực đầu cọc Pimin

Khi đó:

min

4536.8 5175.5

2170.9 0

tt

max aTK

tt

P kN Q kN

P kN

(Thỏa)


- 43 -



1 (2 1) 1.5 (1.5 1) 21 ( ) 0.8294

3 90 2 1.5

arctg

Tổng lực dọc tác dụng được quy về đáy đài là:

11371.8tt tt

d bt dN N Q Q kN


nhom

0.8294 3 5175.5 12877.7kN 11371.8tt

dQ N kN



Chọn bề dày lớp bê tông bảo vệ a= 12 cm.




Lực gây xuyên thủng: Pxt = Ntt = 10793.6 kN

mu - Diện tích xung quanh của xuyên thủng.




- 44 -







3

0

11 1.2 10 ( (0.5 1.85) 1.38 2) 1.38 5965

4cx bt mP R u h kN



Tương tự kiểm tra điều kiện chịu cắt của đài móng M2

Áp dụng Mục 6.2.3.3, TCXDVN 356 : 2005.

Kiểm tra theo công thức: 2

2 0(1 )b f n bt

b

R bhQ Q Q

c


- 45 -

Kiểm tra theo phương X:

2 3 4536.8 4209.6 8746.4Q P P kN

3 22 1.2 10 4.6 1.38

26280.7 8746.40.8

bQ Q kN Q kN

Kiểm tra theo phương Y: Cọc P2 và P3 có tâm gần trùng với mép cột nên điều kiện chịu

cắt bởi hai phản lực này thỏa. Với cọc P1 được kiểm tra như sau:

1 3139.1Q P kN

3 22 1.2 10 2 1.38

10447.0 3139.10.875

bQ Q kN Q kN

Như vậy đài móng thỏa điều kiện chịu cắt.


Việc tính toán cốt thép cho đài sẽ được thực hiện như tính toán cốt thép cho dầm chịu

uốn đặt cốt đơn theo TCVN 356 : 2005. Nội lực đài được xác định trong phần mềm Safe, bằng

cách chia thành các dãy bản có bề dày hợp lý so với đài, và nhận giá trị nội lực lớn nhất để

tính toán cốt thép.

- Tính cốt thép lớp dưới

Tính cốt thép theo phương X

2749.2 .M kN m

2 3 2

0

2749.20.053

. . 17 10 1.6 1.38m

b

M

R b h

1 1 2. 0.054m

4 20

s

0

. . . 0.054 17 1.6 1.3810 72.39

280

A 72.39100% 100% 0.33%

160 138

bs

s

R b hA cm

R

bh

Chọn ϕ25a100 có Aschon= 73.65 cm2

Tính cốt thép theo phương Y

1240 .M kN m

2 3 2

0

12400.032

. . 17 10 1.2 1.38m

b

M

R b h

1 1 2. 0.032m


- 46 -

4 20

s

0

. . . 0.032 17 1.2 1.3810 32.62

280

A 32.62100% 100% 0.2%

120 138

bs

s

R b hA cm

R

bh


- Tính cốt thép lớp trên

Tính cốt thép theo phương X

188 .M kN m

2 3 2

0

1880.004

. . 17 10 1.6 1.38m

b

M

R b h

1 1 2. 0.004m

4 20

s

0

. . . 0.004 17 1.6 1.3810 5.36

280

A 5.36100% 100% 0.02%

160 138

bs

s

R b hA cm

R

bh


Tính cốt thép theo phương Y

284.3 .M kN m

2 3 2

0

284.30.007

. . 17 10 1.2 1.38m

b

M

R b h

1 1 2. 0.007m

4 20

s

0

. . . 0.007 17 1.2 1.3810 7.04

280

A 7.04100% 100% 0.04%

120 138

bs

s

R b hA cm

R

bh



- 47 -



x yH H H




Tổ hợp Htt

(kN)

H

(kN)

COMB13 300.347 75.087

COMB22 MAX 91.311 22.828

COMB24 MIN 231.225 57.806

COMB24 MAX 197.229 49.307

COMB22 MIN 304.726 76.182

Tính toán tương tự móng M2, kết quả được trình bày bên dưới.

Kết quả tính toán từ phần mềm Sap 2000.

Hình 8-22: Biểu đồ mômen Mz Hình 8-23: Biểu đồ lực cắt Qz

Giá trị áp lực ngang của cọc được tính bằng phản lực lò xo chia cho diện tích lò xo chịu:

2( / )iz

PkN m

A


- 48 -


Lớp Độ sâu Qz

(kN)

Mz

(kN.m)

σz

(kN/m2)

2

-5.4 -90.25 -131.77 -16.86

-5.9 -83.63 -122.74 -17.71

-6.4 -69.72 -89.29 -17.55

-6.9 -55.94 -54.43 -16.59

-7.4 -42.91 -26.45 -15.05

-7.9 -31.09 5 -13.10

-8.4 -20.8 15 -10.95

-8.9 -12.2 23 -8.76

-9.4 -5.33 27.05 -6.65

-9.9 -0.11 29.71 -4.72

-10.4 3.6 29.76 -3.04

-10.9 6 27.96 -1.67

-11.4 7.3 24.97 -0.57

-11.9 7.75 21.32 0.24

-12.4 7.56 17.44 0.80

-12.9 6.93 13.66 1.13

-13.4 6.04 10.2 1.30

-13.9 5.02 7.18 1.31

-14.4 3.99 4.67 1.25

-14.9 3.01 2.67 1.11

-15.4 2.14 1.17 0.93

-15.9 1.41 -0.1 0.75

-16.4 0.82 -0.61 0.57

-16.9 0.37 -1.02 0.41

-17.4 0.05 -1.02 0.27

-17.9 -0.17 -1.23 0.17

-18.4 -0.29 -1.15 0.00

-18.9 -0.35 -1 0.00

-19.4 -0.36 -0.82 0.00

-19.9 -0.34 -0.65 0.00

-20.4 -0.29 -0.48 0.00

-20.9 -0.24 -0.33 0.00

-21.4 -0.19 -0.21 0.00

-21.9 -0.14 -0.12 0.00

-22.4 -0.09 -0.05 0.00

-22.9 -0.06 0 0.00

-23.4 -0.03 0 0.00

-23.8 0 0 0.00


- 49 -



-25

-20

-15

-10

-5

0

-100 -80 -60 -40 -20 0 20Đ

ộ s

âu

từ

đáy đ

ài

(m)

Giá trị Qz (kN)

-25

-20

-15

-10

-5

0

-150 -100 -50 0 50

Độ s

âu

từ

đáy

đài

(m)



- 50 -



'

1 2

4( )

os

z

y v I I

I

tg cc

Vị trí có z lớn nhất tại độ sâu z=- 5.9 m là 2

ax 17.71 /zm kN m

Khi đó:

' 2

1 2

24.42 / ; 10.02

24.24 ; 0.6

1; 0.7

v I

o

I

kN m c

Suy ra:

' 2 2

z 1 2 zmax

4( ) 52.22 / 17.71 /

osv I I

I

tg c kN m KN mc



Tính toán tương tự như cọc C1 của móng M2.


Khi đó: N = 10793.6/3 + 1/4120.525 - 22.76= 3584.9 kN

Số liệu:


-20

-18

-16

-14

-12

-10

-8

-6

-4

-2

0

-20.00 -15.00 -10.00 -5.00 0.00 5.00Đ

ộ s

âu

từ

đáy đ

ài

(m)



- 51 -

A = 1/412 =0.785 m2; Ast = 32.16 cm2 = 0.003216 m2

e1 = M/N = 131.77/3584.9 = 0.0368 m = 36.8 mm


Kết cấu siêu tĩnh e0 = max (e1, ea) = 36.8 mm


0.5 71

oL


1

4 4

2 1


1.5 6 10 1.5 6 280 10 1.668

1.668

s

p

R


3

s 1

1 2sin A ( sin

3b t sc a s sgh

Ne R Ar R r R Z


s 1

s 2

( A ) 0.5 sin 2

A ( )

s t b

b t sc s

N R R A

R A R R


0.8945 0.4237sin 2



3

c

s 1 2 c

1 s

s c a

φsinφ = 0.788; sin φ = 0.49; = = 0.289

φ = - 1 1.668 0.289 0.518

φ φ 1.627

Z = (0.2+1.3ξ )r = (0.2+1.3×0.289)×0.45 = 0.259 m

Suy ra: 916 .gh

Ne kN m

Kiểm tra: Ne0 = 3584.910.0368 = 131.9 kN.m < [Ne]gh



Khả năng chịu cắt của bêtông:

3

min 3 0 (1 ) 0.6 (1 0 0) 1.2 10 0.886 0.836 533.301 b f n b btQ R bh kN

Lực cắt lớn nhất trong cọc theo kết quả tính toán cọc chịu tải trọng ngang:


- 52 -

min76.18 533.301maxQ kN Q kN






- 53 -


Sử dụng cọc C2 (d= 1.2 m) có sức chịu tải thiết kế là: 7688.6aTKQ kN .


Bố trí sơ bộ đài móng M5 gồm bốn cột và hai lõi, nên nội lực quy về tại tâm hệ vách và

cột được sinh viên khai báo trong Phần mềm Etabs để tính.

Kết quả nội lực sau khi lọc từ kết quả Phần mềm Etabs được thể hiện ở bảng dưới.


Tổ hợp Ntt

(kN)

Mxtt

(kN.m)

Mytt

(kN.m)

Hxtt

(kN)

Hytt

(kN)

COMB13 -76160.2 -6456.5 -11546.2 2928.0 295.3

COMB22 MAX -67515.7 -52714.8 -110928.5 -393.3 -1806.0

COMB24 MIN -69245.3 -22173.2 -187620.0 -2753.6 -343.7

COMB24 MAX -64973.5 8790.3 26799.5 3829.4 956.4

COMB22 MIN -66020.2 38476.4 -21443.0 2464.3 2401.8



c

aTK

Nn

Q


76160.2

1.3 12.88

7688.6

tt

c

aTK

Nn

Q

Vậy chọn nc= 13 cọc. Tuy nhiên sinh viên đã mô hình trong phần mềm Safe và lập mô

hình với số lượng cọc này (nc= 13 cọc) thì không thỏa điều kiện sức chịu tải của cọc đơn

(phản lực đầu cọc: Pi > QaTK). Sinh viên tiến hành bài toán lặp và kết quả tối ưu là 19 cọc.

Được bố trí như hình vẽ bên dưới.

Khoảng cách giữa các cọc được bố trí là 3d= 3.6 m.






- 54 -

Hình 8-27: Mặt bằng bố trí sơ bộ kích thước móng M5



021.27i II

tb

i

H

H


0

021.27

5.32

4 4

tb


42 0.8 41.2tbL m


0

1 2 tan 15.1 2 41.2 tan(5.32 ) 22.771qu tbL L L m


0

1 2 tan 12 2 41.2 tan(5.32 ) 19.671qu tbB B L m


2 31

1700.1

6x qu quW B L m

2 31

1468.6

6y qu quW L B m



- 55 -

41.2 2.6 43.8qu tb dH L H m


2









215413qu d c dcQ Q Q Q kN



76160.2215413 281639

1.15

6456.5 295.3 2.64946.8 .

1.15 1.15

11546.2 2928 2.63420.4 .

1.15 1.15

tc tc

qu dai qu

tttc xxqu

tt

ytc

yqu

N N Q kN

MM kN m

MM kN m


2628.7 /

tc

qutc

tb

qu

Np kN m

A

2

ax 633.9 /W W

tc tc tcqu ytc x

m

qu y x

N M Mp kN m

A

2

min 623.5 /W W

tc tc tcqu ytc x

qu y x

N M Mp N m

A



Với m=1 là hệ số điều kiện làm việc.

' 2430.927 /vp f iD kN m


- 56 -



0.784, 4.136, 6.691A B D

Khi đó:



;tc

tb tcP R

max1.2 ;

tc

tcP R

min0

tc

P


Tổ hợp Ntc

qu

(kN)

Mtcxqu

(kN.m)

Mtcyqu

(kN.m)

Ptctb

(kN)

Ptcmax

(kN)

Ptcmin

(kN)

Rtc

(kN)

1.2Rtc

(kN) Kết luận

COMB13 281639.3 -4946.8 -3420.4 628.7 633.9 623.5

2000.2 2400.2

Thỏa

COMB22 MAX 274122.3 -49922.0 -97348.7 611.9 707.6 516.3 Thỏa

COMB24 MIN 275626.3 -20058.2 -169373.4 615.3 742.4 488.2 Thỏa

COMB24 MAX 271911.7 9806.0 31961.6 607.0 634.5 579.4 Thỏa

COMB22 MIN 272822.0 38888.0 -13074.6 609.0 640.8 577.2 Thỏa

8.11.4 Tính độ lún của móng cọc

Theo Phụ lục H, TCXD 205 : 1998, khi móng cọc có kích thước đài lớn hơn 10m x 10m

thì tính lún móng cọc theo công thức sau:

0.12 tctbP B

SE

trong đó:

P – Áp lực trung bình lên nền ở đáy đài, kN/m2;

B – Chiều rộng móng;

E – Mô đun biến dạng trung bình của lớp chịu nén dưới mặt mũi cọc với chiều

dày bằng B, kN/m2. Xác định theo công thức dưới:

1 1 1 2 2 2 1

1( ... ( ) )i i iE E h k E h k E B h k

B

với:

E1, E2, Ei – Mô đun biến dạng của lớp 1, 2, và lớp i;

h1, h2, hi – Chiều dày của lớp 1, 2, và i;

k1, k2, ki – Hệ số kể đến độ sâu của lớp lấy theo Bảng H.1, TCXD 205 : 1998.


- 57 -

Kết quả tính toán được trình bày ở bảng dưới.

Bảng 8-29: Kết quả tính lún móng cọc M5

Lớp Độ sâu

(m) ki

Môđun

tổng

biến dạng

E0i (kN/m2)

Giá trị

E0ihiki

(kN/m)

Môđun

biến dạng

trung bình

E0i (kN/m2)

Độ lún

S (cm)

6

47.584 1 25839.6 12494.7

18908.2 7.84

48.567 1 25839.6 25414.5

49.551 1 28832.1 28357.8

50.534 0.85 28832.1 24104.1

51.518 0.85 29192.4 24405.4

52.501 0.85 29192.4 24405.4

53.485 0.6 32453.2 19151.6

54.468 0.6 32453.2 19151.6

55.452 0.6 30527.5 18015.2

56.436 0.6 30527.5 18015.2

57.419 0.6 29674.5 17511.8

58.403 0.5 29674.5 14593.2

59.386 0.5 29674.5 14593.2

60.370 0.5 29678.9 14595.3

61.353 0.5 32605.3 16034.5

62.337 0.5 32605.3 16034.5

63.320 0.4 35342.3 13904.4

64.304 0.4 35342.3 13904.4

65.287 0.4 35342.3 13904.4

66.271 0.4 29678.9 11676.3

67.255 0.4 29678.9 11676.3

Vậy tổng độ lún của móng cọc M5 là: S= 7.84 cm < S = 8 cm (Thỏa).


Xuất tầng tại chân cột sau khi giải mô hình từ phần mềm Etabs qua phần mềm Safe.

Phản lực đầu cọc sẽ được tính toán trong phần mềm Safe.

Định vị và vẽ đài móng, cọc.

Các cọc được gán bằng các lò xo có độ cứng K được tính như sau: (Theo Mục 2.9.2,

trang 73, giáo trình Phân tích và tính toán Móng cọc, Võ Phán, Hoàng Thế Thao):

ii

i

PK

S

trong đó:


- 58 -

Pi – Phản lực đầu cọc;

Si – Độ lún của cọc thứ i (độ lún đàn hồi), thường lấy độ lún đàn hồi của cọc

bằng khoảng (0.10.3) lần độ lún lâu dài của cọc (Theo giáo viên hướng dẫn đề nghị). Sinh

viên chọn 0.1.

Vì chưa biết phản lực đầu cọc, nên có thể lấy phản lực đầu cọc bằng sức chịu tải thiết kế

của cọc để tính (Theo giáo viên hướng dẫn đề nghị).

Khi đó độ cứng lò xo để gán vào phần mềm Safe là:

7687.398052 /

0.1 0.1 78.4

i aTKi

i

P QK kN mm

S S

Định nghĩa đặc trưng vật liệu, tiết diện, các trường hợp tổ hợp tải trọng trong phần mềm

safe và giải mô hình. Được kết quả như sau:

Kết quả phản lực đầu cọc:

Hình 8-28: Giá trị phản lực đầu cọc Pimax


- 59 -

Hình 8-29: Giá trị phản lực đầu cọc Pimin

Khi đó: 7659.4 7688.6ttmax aTKP kN Q kN (Thỏa).

Với: min 935.8 0ttP kN , nên kiểm tra cọc chịu nhổ theo công thức:

minW ttanhoQ P

trong đó:

anhoQ - Sức chịu nhổ an toàn của an toàn của cọc (Sức chịu tải cho phép của

cọc do phần ma sát gây ra);

W - Trọng lượng của cọc (Lấy hệ số vượt tải cho phép của cọc do trọng lượng

bản thân < 0.9).

Tính toán thiên về an toàn bó qua trọng lượng của cọc.

Khi đó: min10954.7 953.8ttanho sQ Q kN P kN (Thỏa).



1 (5 1) 3.8 (3.8 1) 51 ( ) 0.685

3 90 5 3.8

arctg

Tổng lực dọc tác dụng được quy về đáy đài là:


- 60 -

89241.4tt tt

d bt dN N Q Q kN


nhom

0.6855 3 7688.6 100109.2kN 89764.6tt

dQ N kN



Chọn chiều dày lớp bê tông bảo vệ a= 15 cm.




Lực gây xuyên thủng của toàn bộ móng M5: Pxt = Ntt = 76160.2 kN

Với: mu - Diện tích xung quanh của xuyên thủng.





- 61 -






3

0

11 1.2 10 ( (0.6 3.15) 2.55 2) 2.55 10345.4

4cx bt mP R u h kN



Theo Mục 6.2.3.4, TCXDVN 356 : 2005.

Kiểm tra theo công thức: 3 0(1 )b b n btQ Q Q R bh

Kết quả lực cắt tác dụng lên đài móng được phần mềm Safe tính như hình dưới.

Hình 8-31: Lực cắt tác dụng lên đài móng theo phương X


- 62 -

Hình 8-32: Lực cắt tác dụng lên đài móng theo phương Y

Kết quả kiểm tra chịu cắt được trình bày bảng dưới.

Bảng 8-30: Kết quả kiểm tra chịu cắt của đài móng

Dải bản b

(m)

h

(m)

h0

(m)

Q

(kN) Q

(kN) Kết luận

CSA1 16.1 2.6 2.35 25445.1 27241.2

Thỏa

CSA2 5.3 2.6 2.35 3093.6 8967.6

CSA3 16.1 1 0.75 2553.6 8694.0

CSB1 2.65 1 0.75 711.1 1431.0

CSB2 13 2.6 2.35 21390.1 21996.0

CSB3 13 2.6 2.35 9475.2 21996.0

CSB4 8.35 2.6 2.35 11490.4 14128.2


- 63 -


Tính toán tương tự như tính toán cốt thép đài móng M2. Kết quả được trình bày bảng

dưới.

- Tính toán cốt thép lớp dưới:

Bảng 8-31: Kết quả tính toán cốt thép phương X

Dải bản b

(m)

h

(m)

h0

(m)

M

(kN.m)

As

(cm2)

μ

(%) Thép chọn Bố trí

Asc

(cm2)

CSA 5 2 2.6 2.45 1001.6 14.64 0.03 20ϕ16 ϕ16a200 40.2

CSA 6 3.63 2.6 2.45 7041.5 103.64 0.12 36ϕ16+18ϕ20 ϕ16a200+ϕ20a200 128.9

CSA 7 5.3 2.6 2.45 7387.4 108.43 0.08 52ϕ16+26ϕ20 ϕ16a200+ϕ20a200 186.2

CSA 8 5.3 1 0.85 3579.4 154.77 0.34 52ϕ16+26ϕ20 ϕ16a200+ϕ20a200 186.2

CSA 9 5.3 2.6 2.45 11985.9 176.70 0.14 52ϕ16+26ϕ20 ϕ16a200+ϕ20a200 186.2

CSA 10 3.17 2.6 2.45 8706.6 128.67 0.17 34ϕ16+16ϕ22 ϕ16a200+ϕ22a200 129.1

CSA 11 2 2.6 2.45 2567.3 37.66 0.08 20ϕ16 ϕ16a200 40.2

Bảng 8-32: Kết quả tính toán cốt thép phương Y

Dải bản b

(m)

h

(m)

h0

(m)

M

(kN.m)

As

(cm2)

μ


Asc

(cm2)

CSB 4 2 2.6 2.45 15505.2 235.33 0.48 18ϕ28+18ϕ32 ϕ28a200+ϕ32a200 255.6

CSB 6 2.65 2.6 2.45 9263.4 137.43 0.21 26ϕ28 ϕ28a200 160.2

CSB 10 2.65 0.9 0.75 2035.2 101.15 0.51 26ϕ28 ϕ28a200 160.2

CSB 11 2.65 2.6 2.45 7862.4 116.33 0.18 26ϕ28 ϕ28a200 160.2

CSB 12 6.35 2.6 2.45 42076.4 634.68 0.41 64ϕ28+31ϕ32 ϕ28a200+ϕ32a200 643.48

CSB 13 2 2.6 2.45 12845.7 193.55 0.40 20ϕ28+10ϕ32 ϕ28a200+ϕ32a200 203.6

- Tính toán cốt thép lớp trên:

Bảng 8-33: Kết quả tính toán cốt thép phương X

Dải bản b

(m)

h

(m)

h0

(m)

M

(kN.m)

As

(cm2)

μ


Asc

(cm2)

CSA 5 2 2.6 2.45 3296.4 48.45 0.10 11ϕ25 ϕ25a200 54

CSA 6 3.63 2.6 2.45 6002.1 88.21 0.10 19ϕ25 ϕ25a200 95

CSA 7 5.3 2.6 2.45 3611.7 52.83 0.04 26ϕ25 ϕ25a200 127.66

CSA 8 5.3 0.9 0.75 2293.1 111.78 0.28 26ϕ25 ϕ25a200 127.66

CSA 9 5.3 2.6 2.45 5473.6 80.20 0.06 26ϕ25 ϕ25a200 127.66

CSA 10 3.17 2.6 2.45 4237.0 62.17 0.08 16ϕ25 ϕ25a200 78.6

CSA 11 2 2.6 2.45 2802.0 41.13 0.08 11ϕ25 ϕ25a200 54


- 64 -

Bảng 8-34: Kết quả tính toán cốt thép phương Y

Dải bản b

(m)

h

(m)

h0

(m)

M

(kN.m)

As

(cm2)

μ


Asc

(cm2)

CSB 4 2 2.6 2.45 1058.3 15.47 0.03 11ϕ14 ϕ14a200 16.94

CSB 6 2.65 2.6 2.45 531.5 7.76 0.01 14ϕ14 ϕ14a200 21.56

CSB 10 2.65 0.9 0.75 192.3 9.19 0.05 14ϕ14 ϕ14a200 21.56

CSB 11 2.65 2.6 2.45 1199.5 17.52 0.03 14ϕ14 ϕ14a200 21.56

CSB 12 6.35 2.6 2.45 2442.4 35.67 0.02 32ϕ14 ϕ14a200 49.3

CSB 13 2 2.6 2.45 778.3 11.37 0.02 11ϕ14 ϕ14a200 16.94



x yH H H




Tổ hợp Htt

(kN)

H

(kN)

COMB13 2942.819 154.885

COMB22 MAX 1848.282 97.278

COMB24 MIN 2774.991 146.052

COMB24 MAX 3946.996 207.737

COMB22 MIN 3441.157 181.114

Tính toán tương tự móng M2, kết quả được trình bày bên dưới.


- 65 -


Lớp Độ sâu Qz

(kN)

Mz

(kN.m)

σz

(kN/m2)

2

-6.5 -207.74 -351.9 -33.10

-7 -194.74 -331.13 -33.49

-7.5 -169.26 -272.71 -33.08

-8 -143.27 -188.08 -32.51

-8.5 -117.74 -116.64 -30.90

-9 -93.48 -57.57 -28.47

-9.5 -51.11 10.83 -25.48

-10 -33.74 24.73 -22.10

-10.5 -19.15 50.28 -18.59

-11 -7.3 67.15 -15.09

-11.5 1.92 76.71 -11.74

-12 8.73 80.37 -8.67

-12.5 13.4 79.41 -5.95

-13 16.24 75.05 -3.62

-13.5 17.57 68.35 -1.69

-14 17.7 60.23 -0.17

-14.5 16.94 51.45 0.97

-15 15.54 42.6 1.77

-15.5 13.75 34.13 2.28

-16 11.76 26.36 2.53

-16.5 9.72 19.48 2.60

-17 7.76 13.6 2.51

-17.5 5.94 8.74 2.30

-18 4.34 4.86 2.05

-18.5 2.97 1.89 1.74

-19 0.94 -0.28 1.44

-19.5 0.27 -1.76 1.13

-20 -0.22 -2.68 0.87

-20.5 -0.54 -3.15 0.62

-21 -0.73 -3.28 0.41

-21.5 -0.82 -3.17 0.24

-22 -0.77 -2.9 0.10

-22.5 -0.57 -2.54 0.00

-23 -0.36 -2.13 0.00

-23.5 -0.21 -1.72 0.00

-23.8 -0.16 -0.99 0.00


- 66 -



-30

-25

-20

-15

-10

-5

0

-250 -200 -150 -100 -50 0 50Đ

ộ s

âu

từ

đáy đ

ài

(m)

Giá trị Qz (kN)

-30

-25

-20

-15

-10

-5

0

-400 -300 -200 -100 0 100 200

Độ s

âu

từ

đáy

đài

(m)



- 67 -



'

1 2

4( )

os

z

y v I I

I

tg cc

Vị trí có z lớn nhất tại độ sâu z=-7 m, 2

ax 33.49 /zm kN m

Khi đó:

' 2

1 2

35.54 / ; 10.02

24.24 ; 0.6

1; 0.7

v I

o

I

kN m c

Suy ra:

' 2 2

z 1 2 zmax

4( ) 67.6 / 33.49 /

osv I I

I

tg c kN m KN mc



Tính toán tương tự như cọc C1 của móng M2.


Khi đó: N = 76160/19 + 1/41.220.525 - 27.31= 3995.2 kN

Số liệu:


-25

-20

-15

-10

-5

0

-40.00 -35.00 -30.00 -25.00 -20.00 -15.00 -10.00 -5.00 0.00 5.00Đ

ộ s

âu

từ

đáy đ

ài

(m)



- 68 -

A = 1/41.22 =1.131 m2; Ast = 50.9 cm2 = 0.00509 m2

e1 = M/N = 351.9/3995.2 = 0.088 m = 88 mm


Kết cấu siêu tĩnh e0 = max (e1, ea) = 88 mm


0.5 71

oL


1

4 4

2 1


1.5 6 10 1.5 6 280 10 1.668

1.668

s

p

R


3

s 1

1 2sin A ( sin

3b t sc a s sgh

Ne R Ar R r R Z


s 1

s 2

( A ) 0.5 sin 2

A ( )

s t b

b t sc s

N R R A

R A R R


0.7394 0.4175sin 2



3

c

s 1 2 c

1 s

s c a

φsinφ = 0.682; sin φ = 317; = =0.239

φ = - 1 1.668 0.239 0.602

φ φ 1.891

Z = (0.2+1.3ξ )r = (0.2+1.3×0.239)×0.55 = 0.281 m

Suy ra: 1186 .gh

Ne kN m

Kiểm tra: Ne0 = 3995.210.088 = 351.6 kN.m < [Ne]gh



Từ điều kiện chịu cắt của đài đã kiểm tra ở trên, nên bố trí cốt đai cấu tạo.





Nguyen Thanh Nam - Nen Mong

Documents