Báo cáo thực trạng khảo sát địa chất công trình

PHầN I Báo cáo khảo sát địa chất công trình I. Cấu trúc địa chất và đặc điểm các lớp đất. Tại lỗ khoan BH1, khoan xuống cao độ là - 34m, gặp 3 lớp đất như sau: Lớp 1: Lớp 1 là lớp bùn sét, có màu xám, xám đen, lẫn hữu cơ. Chiều dày của lớp xác định được ở BH1 là 11.30m, cao độ mặt lớp là 0.00m, cao độ đáy là -11.30. Lớp đất có độ ẩm W = 59.1%, độ bão hòa Sr = 98.4%. Lớp đất ở trạng thái chảy, có độ sệt IL = 1.14 Lớp 2: Lớp 2 là lớp sét màu xám vàng, trạng thái dẻo cứng, phân bố dưới lớp 1. Chiều dày của lớp là 15.40m, cao độ mặt lớp là -11.30m, cao độ đáy là -26.70m. Lớp đất có độ ẩm W = 29.7%, độ bão hòa Sr = 98.8%. Lớp đất ở trạng thái chảy, có độ sệt IL = 0.33 Lớp 3: Lớp thứ 3 gặp ở BH1 là lớp sét, màu xám vàng, xám xanh, nâu đỏ loang lổ, trạng thái nửa cứng, phân bố dưới lớp 2. Chiều dày của lớp là 7.3 m, cao độ mặt lớp là -26.7 m, cao độ đáy lớp là -34.00. Lớp đất có độ ẩm W = 21.5%, độ bão hòa Sr = 97.2%. Lớp đất ở trạng thái chảy, có độ sệt IL = 0.14 II. Nhận xét và kiến nghị Theo tài liệu khảo sát địa chất công trình, phạm vi nghiên cứu và qui mô công trình dự kiến xây dựng, em xin có một số nhận xét và kiến nghị sau: Nhận xét: + Điều kiện địa chất công trình trong phạm vi khảo sát nhìn chug là khá phức tạp, có nhiều lớp đất phân bố và thay đổi khá phức tạp. + Lớp đất số 1, 2 là lớp đất yếu do chỉ số xuyên tiêu chuẩn và sức chịu tải nhỏ, lớp 3 có trị số SPT và sức chịu tải khá cao. + Lớp đất số 1, 2 dễ bị lún sụt khi xây dựng trụ cầu tại đây. Kiến nghị + Với các đặc điểm địa chất công trình tại đây, nên sử dụng giải pháp móng cọc ma sát bằng BTCT cho công trình cầu và lấy lớp đất số 3 làm tầng tựa cọc. + Nên để cho cọc ngập sâu vào lớp đất số 3 để tận dụng khả năng chịu ma sát của cọc. PHầN II Thiết kế kĩ thuật Bố trí chung công trình 1. Lựa chọn kích thước công trình và bố trí cọc trong móng 1.1. Lựa chọn kích thước và cao độ bệ móng, mũi cọc. 1.1.1. Cao độ đỉnh trụ (CĐĐT). Vị trí xây dựng trụ cầu ở xa bờ và phải đảm bảo thông thuyền và sự thay đổi mực nước giữa MNCN và MNTN là tương đối cao. Xét cả điều kiện mỹ quan trên sông, ta chọn các giá trị cao độ như sau: Cao độ đỉnh trụ chọn như sau: Trong đó: + MNCN: Mực nước cao nhất, MNCN = 8.8m + MNTT: Mực nước thông thuyền, MNTT = 3.9m + : Chiều cao thông thuyền, = 6 m. Ta có : max(8.8+1; 3.9+6) - 0.3 = max(9.8; 9.9) - 0.3 = 9.6m => Cao độ đỉnh trụ: CĐĐT = + 9.6m. 1.1.2. Cao độ đỉnh bệ (CĐĐB). Cao độ đỉnh bệ MNTN - 0.5m = 2.8 - 0.5 = 2.3 m => Chọn cao độ đỉnh bệ là: + 2.0m. Cao độ đáy bệ. Cao độ đáy bệ = CĐĐB - Hb Trong đó: Hb : Chiều dày bệ móng (Hb = ). Chọn Hb = 2 m. => Cao độ đáy bệ = 2.0 - 2.0 = 0.0 m. Vậy chọn các thông số thiết kế như sau: Cao độ đỉnh trụ: CĐĐT = + 9.6m Cao độ đỉnh bệ: CĐĐB = + 2.0m Cao độ đáy bệ là: + 0.0m Bề dầy bệ móng: Hb = 2 m. Chiều dày mũ trụ: CDMT = 0.8+0.6 = 1.4m. 1.1.4. Chọn kích thước và cao độ mũi cọc. Chọn cọc bê tông cốt thép đúc sẵn, cọc có kích thước là 0.45x0.45m; được đóng vào lớp số 3 là lớp sét ở trạng thái nửa cứng. Ngoài ra mũi cọc được đặt vào trong lớp đất chịu lực tối thiểu là 5d. Vậy, chọn cao độ mũi cọc là -29.00m. Như vậy cọc được đóng vào trong lớp đất 3 có chiều sâu là 2.3m. Chiều dài của cọc (Lc) được xác định như sau: Lc = CĐĐB - Hb - CĐMC Lc = 2.0 - 2.0 - (- 29.00) = 29.00 m. Trong đó: CĐĐB = 2.0 m : Cao độ đỉnh bệ Hb = 2.0 m : Chiều dày bệ móng CĐMC = -29.0m : Cao độ mũi cọc Kiểm tra: => thoả mãn yêu cầu về độ mảnh. Tổng chiều dài đúc cọc sẽ là: Lcd = Lc + 1m = 29 + 1m = 30m. Cọc được tổ hợp từ 3 đốt cọc với tổng chiều dài đúc cọc là: 30m = 10m + 10m + 10m. Như vậy hai đốt thân cọc chiều dài là 10m và đốt mũi có chiều dài 10m. Các đốt cọc sẽ được nối với nhau bằng hàn trong qúa trình thi công đóng cọc. 2. Lập tổ hợp tải trọng tác tại đỉnh bệ với MNTN 2.1. Tính toán thể tích trụ 2.1.1. Tính chiều cao thân trụ Chiều cao thân trụ Htr: Htr = CĐĐT - CĐĐB - CDMT. Htr = 9.6 – 2.0 - 1.4 = 6.2m. Trong đó: Cao độ đỉnh trụ: CĐĐT = + 9.6m Cao độ đỉnh bệ: CĐĐB = + 2.0m Chiều dày mũ trụ: CDMT = 0.8+0.6 = 1.4m. 2.1.2. Thể tích toànphần (không kể bệ cọc). Thể tích trụ toàn phần Vtr : Vtr = V1 + V2 + V3 = = = 10.88 + 6.63 + 31.56 = 49.07 m3. 2.1.2. Thể tích phần trụ ngập nước(không kể bệ cọc). Thể tích trụ toàn phần Vtn : Vtn = Str x (MNTN - CĐĐB) = Trong đó: MNTN = +2.8 m : Mực nước thấp nhất. CĐĐB = +2.0 m : Cao độ đỉnh bệ. Str : Diện tích mặt cắt ngang thân trụ, m2. 2.2. Lập các tổ hợp tải trọng thiết kế với MNTN Tải trọng Đơn vị TTSD - Tĩnh tải thẳng đứng kN 4500 - Hoạt tải thẳng đứng kN 2000 - Hoạt tải nằm ngang kN 100 - Hoạt tải mômen KN.m 800 Hệ số tải trọng: Hoạt tải: n = 1.75 Tĩnh tải: n = 1.25 gbt = 24,50 (kN/m3): Trọng lượng riêng của bê tông. gn= 9,81 (kN/m3): Trọng lượng riêng của nước 2.2.1. Tổ hợp tải trọng theo phương dọc ở TTSD. Tải trọng thẳng đứng tiêu chuẩn dọc cầu: Ntt 2000 + (4500 + 24.50x49.07) – 9.81x4.07 = 7662.29 kN. Tải trọng ngang tiêu chuẩn dọc cầu: Htc = Ho = 100 kN Mômen tiêu chuẩn dọc cầu: = 1560 kN.m 2.2.2. Tổ hợp tải trọng theo phương dọc cầu ở TTGHCĐ. Tải trọng thẳng đứng tính toán dọc cầu 1.75x2000 + 1.25x(4500 + 24.50x49.07) – 9.81x4.07 10587.84 kN. Tải trọng ngang tính toán dọc cầu: Htt = 1.75x = 1.75x100 =175 kN. Mômen tính toán dọc cầu: = 2730 kN.m Bảng tổng hợp tải trọng tác dụng theo phương dọc cầu vơi MNTN Tải trọng Đơn vị TTGHSD TTGHCĐ Tải trọng thẳng đứng kN 7662.29 10587.84 Tải trọng ngang kN 100.00 175.00 Mômen kN.m 1560 2730 3. Xác định sức kháng nén dọc trục của cọc đơn 3.1. Sức kháng nén dọc trục theo vật liệu. Chọn vật liệu + Cọc bê tông cốt thép + Tiết diện của cọc hình vuông: 0.45m x 0.45m + Bê tông có = 28MPa + Thép ASTM A615, có = 420 MPa Bố trí cốt thép trong cọc + Cốt chủ : Chọn 8#22, bố trí xuyên suốt chiều dài cọc. + Cốt đai : Chọn thép ặ 8 Mặt cắt ngang cọc BTCT Sức kháng nén dọc trục theo vật liệu PR Dùng cốt đai thường, ta có: PR = jxPn = jx0.8x{0.85xx(Ag – Ast) + fyxAst} Trong đó: j : Hệ số sức kháng của bê tông, j = 0.75 : Cường độ nén quy định của bê tông ở tuổi 28 ngày (MPa) : Giới hạn chảy tối thiểu quy định của thanh cốt thép (MPa). Ag : Diện tích mặt cắt nguyên của cọc, Ag = 450x450 = 202500mm2 Ast: Diện tích cốt thép, Ast: Diện tích cốt thép, Ast = 8x387=3096mm2 Vậy: PR = 0.75x0.8x{0.85x28x(2025000– 3096) + 420x3096} = 3925422.78 N 3925.23KN. 3.2. Sức kháng nén dọc trục theo đất nền QR Sức kháng nén dọc trục theo đất nền được xác định như sau: QR = Với: ; Trong đó: Qp : Sức kháng mũi cọc (MPa) qp : Sức kháng đơn vị mũi cọc (MPa) Qs: Sức kháng thân cọc (MPa) qs : Sức kháng đơn vị thân cọc (MPa) Ap : Diện tích mũi cọc ( mm2 ) As : Diện tích bề mặt thân cọc ( mm2 ) : Hệ số sức kháng đối với sức kháng mũi cọc. : Hệ số sức kháng đối với sức kháng thân cọc. trong đất sét với ta có: trong đất sét với ta có: 3.2.1. Sức kháng thân cọc Qs Do thân cọc ngàm trong 3 lớp đất, đều là lớp đất sét nên ta tính Qs phương theo phương pháp a. Theo phương pháp a: Sức kháng đơn vị thân cọc qs như sau: Trong đó: Su: Cường độ kháng cắt không thoát nước trung bình (Mpa), Su = Cuu a : Hệ số kết dính phụ thuộc vào Su và tỷ số Db/D và hệ số dính được tra bảng theo tiêu chuẩn thiết kế cầu 22TCN 272-05. Đồng thời ta cũng tham khảo công thức xác định của API như sau : - Nếu Su 25 Kpa - Nếu 25 Kpa < Su < 75 Kpa - Nếu Su 75 Kpa Lớp 1: Ta có: Su=15.7KN/m=15.7KPa = 0.0157 Mpa. Tra sơ đồ 3 ta có: => Db >20D. Do đó: =1 Tham khảo công thức xác định của API ta có : =>=1. Vậy, ta lấy hệ số dính: =1 Lớp 2: Ta có: Su = 34.7KN/m= 34.7Kpa = 0.0347Mpa. Tra sơ đồ 2 ta có: => Db >20D. Do đó: =0.84 Tham khảo công thức xác định của API ta có : . Vậy, ta lấy hệ số dính: =0.84 Lớp 3: Ta có: Su = 48.9KN/m= 48.9Kpa = 0.0489Mpa. Tra sơ đồ 2 ta có: =>. Db >20D. Do đó: =0.76 Tham khảo công thức xác định của API ta có : . Vậy, ta lấy hệ số dính: =0.76 Tên lớp Độ sâu lớp đất (m) Chiều dày lớp đất (m) Chu vi cọc (m) Cường độ kháng cắt Su (N/mm2) Hệ số kết dính a qS (N/mm2) Qs (N) Lớp 1 11.30 9.60 1.8 0,0157 1.00 0,0157 271296 Lớp 2 26.70 15.40 1.8 0,0347 0.84 0,0291 806652 Lớp 3 29.00 2.30 1.8 0,0489 0.76 0.0372 154008 Sức kháng thân cọc như sau: Qs = 271296 + 806652 + 154008 = 1231956 N 3.2.2. Sức kháng mũi cọc Qp Sức khángđơn vị mũi cọc trong đất sét bão hòa qp xác định như sau: qp = 9.Su Trong đó: Su: Cường độ kháng cắt không thoát nước trung bình (Mpa), Su = Cuu Mũi cọc đặt tại lớp 3 có: Su = 48.9KN/m= 0.0489Mpa => Qp = Apqp = 4502x9x0.0489 = 89120N Vậy Sức kháng nén dọc trục theo đất nền: QR = = 0.56(1231956 + 89120) = 739803 N 739.80 KN Sức kháng dọc trục của cọc đơn : =min(3627.68; 739.80) = 739.80KN. 4. Xác định số lượng cọc và bố trí cọc Số lượng cọc được xác định như sau: Trong đó: N: Tải trọng thẳng đứng ở TTGHCĐ (KN). Ptt: Sức kháng dọc trục của cọc đơn (KN). Thay số: . Chọn n = 24 cọc. Bố trí cọc trong móng 4.2.1. Bố trí cọc trên mặt bằng Tiêu chuẩn 22TCN 272 – 05 quy định: Khoảng cách từ mặt bên của bất kì cọc nào tới mép gần nhất của móng phải lớn hơn 225mm. Khoảng cách tim đến tim các cọc không được nhỏ hơn 750mm hoặc 2.5 lần đường kính hay bề rộng cọc, chọn giá trị nào lớn hơn. Với n = 24 cọc được bố trí theo dạng lưới ô vuông trên mặt bằng và được bố trí thẳng đứng trên mặt đứng, với các thông số : + Số hàng cọc theo phương dọc cầu là 6. Khoảng cách tìm các hàng cọc theo phương dọc cầu là 1200 mm. + Số hàng cọc theo phương ngang cầu là 4. Khoảng cách tim các hàng cọc theo phương ngang cầu là 1200 mm. + Khoảng cách từ tim cọc ngoài cùng đến mép bệ theo cả hai phương dọc cầu và ngang cầu là 500 mm. 4.2.2. Tính thể tích bệ. Với 24cọc bố trí như hình vẽ, ta có các kích bệ là: 4600mm x 7000mm. Trong đó : a = 1700mm. b = 1250mm. Thể tích bệ là: Vb = 7000x4600x2000 = 64.4x109mm3 = 64.4m3. 4.3. Tổ hợp tải trọng tác dụng lên đáy bệ 4.3.1. Trạng thái giới hạn sử dụng Tải trọng thẳng đứng: = 7662.29+ (24.5 - 9.81)x64.4 = 8608.33 KN. Tải trọng ngang: 100.00 KN. Mômen = 1560 + 100x2 = 1760 KN.m 4.3.2. Trạng thái giới hạn cường độ Tải trọng thẳng đứng: = 10587.84 + (1.25x24.5 - 9.81)x64.4= 11928.33 KN Tải trọng ngang: 175KN. Mômen = 2730 + 175x2 = 3080 KN.m Tổ hợp tải trọng tác dụng LÊN ĐáY Bệ Tải trọng Đơn vị TTGHSD TTGHCĐ Tải trọng thẳng đứng kN 8608.33 11928.33 Tải trọng ngang kN 100 175 Mômen kN.m 1760 3080 5. kiểm toán theo trạng tháI giới hạn cường độ I 5.1. Kiểm toán sức kháng dọc trục cọc đơn 5.1.1. Tính nội lực tác dụng lên đầu cọc ********************************************** ***** Final Maximums for all load cases ***** ********************************************** Result Type Value Load Comb Pile *** Maximum pile forces *** Max shear in 2 direction -0.2976E+01 KN 1 0 13 Max shear in 3 direction -0.1301E+02 KN 1 0 3 Max moment about 2 axis -0.2085E+01 KN-M 1 0 3 Max moment about 3 axis 0.4666E+00 KN-M 1 0 13 Max axial force -0.5617E+03 KN 1 0 10 Max torsional force 0.0000E+00 KN-M 0 0 0 Max demand/capacity ratio 0.1225E+00 1 0 3 Do đó: Nmax = 561.7KN 5.1.2. Kiểm toán sức kháng dọc trục cọc đơn Công thức kiểm toán sức kháng dọc trục cọc đơn: Nmax + DN Ptt Trong đó: Ptt: Sức kháng tính toán chịu nén của cọc đơn Nmax: Nội lực tác dụng lớn nhất lên một cọc, Nmax = 561.7 KN. DN: Trọng lượng bản thân cọc Ta có: DN = 0.45 x 0.45 x 29 x 24.5= 143.88 KN Kiểm toán: Nmax + DN = 561.7 + 143.88 = 705.58KN Ptt = 739.80 KN => Đạt 5.2. Kiểm toán sức kháng dọc trục của nhóm cọc Công thức kiểm toán sức kháng dọc trục của nhóm cọc : Trong đó : VC : Tổng lực gây nén nhóm cọc đã nhân hệ số. VC = 11928.33 (kN) QR : Sức kháng đỡ dọc trục tính toán của nhóm cọc Các hệ số sức kháng đỡ của nhóm cọc. Ta có: Qg : Sức kháng đỡ dọc trục danh định của nhóm cọc, được xác định như sau Với đất dính: Qg = min{hxTổng sức kháng dọc trục của các cọc đơn; sức kháng trụ tương đương} = min{Qg1; Qg2} Ta có: Cao độ mặt đất sau xói là : -1.70 m Cao độ đáy bệ là : 0 m Do vậy sau khi xói lở, đáy bệ không tiếp xúc chặt chẽ với đất, đất trên bề mặt là mềm yếu, khi đó khả năng chịu tải riêng rẽ của từng cọc phải được nhân với hệ số hữu hiệu, lấy như sau : h = 0.65 với khoảng cách tim đến tim bằng 2.5 lần đường kính h = 1.00 với khoảng cách tim đến tim bằng 6 lần đường kính Mà khoảng cách tim đến tim bằng lần đường kính cọc do đó ta nội suy h : Xác định Qg1 Như đã xác định ở trên, sức kháng thân cọc danh định Qs = 1231.96 KN Sức kháng mũi cọc danh định Qp = 891.20KN Vậy, tổng sức kháng tính toán dọc trục của nhóm cọc trong đất sét: Qg1 = nx(Qs + Qp) xh = 24x(1231.96 + 891.20)x0.653 = 33274.16KN Xác định Qg2 Sức kháng đỡ của phá hoại khối được xác theo công thức: Qg2 = Trong đó : X : Chiều rộng của nhóm cọc X = 4.05m Y : Chiều dài của nhóm cọc Y = 6.45m NC : Hệ số phụ thuộc tỷ số Z/X Z : Chiều sâu của khối đất dưới bệ cọc, Z = (-1.7) – (-29) = 27.30m Ta có: Do đó: : Cường độ chịu cắt không thoát nước trung bình dọc theo chiều sâu của cọc Su : Cường độ chịu cắt không thoát nước tại đáy móng(Mpa). Su = 0.0489 Mpa => Qg2 = (2x4050+2x6450)x27300x0.03 + 4050x6450x8.44x0.0489 = 2789017 = 27890.17KN Vậy, Qg= min{Qg1; Qg2} = min {33274.16; 27890.17} = 27890.17 KN Sức kháng dọc trục của nhóm cọc: QR = => Đạt 6. kiểm toán móng theo ttghSD 6.1. Xác định độ lún ổn định 6.1.1. Xác định ứng suất có hiệu do trọng lượng bản thân các lớp đất theo chiều sâu, tính đến trọng tâm của lớp đất tính lún. Với mục đích tính toán độ lún của nhóm cọc, tải trọng được giả định tác động lên móng tương đương đặt tại 2/3 độ sâu chôn cọc vào lớp đất chịu lực (2Db/3) .Tải trọng phân bố theo đường 1:2 theo móng tương đương như hình vẽ. Ta có: Db = ( -1.70 ) - ( -29.00 ) = 27.30 m 2Db/3 = 18.20 m. Như vậy móng tương đương nằm trong lớp 2, cách đáy lớp 2 là 6.80m. Lớp đất tính lún ở bên dưới móng tương đương, có chiều dày như hình vẽ sau: Ứng suất có hiệu do trọng lượng bản thân các lớp đất theo tính đến trọng tâm lớp đất tính lún: Lớp đất tính lún thứ 1: = = 152.09KN/m2 Lớp đất tính lún thứ 2: = = 218.95KN/m2 6.1.2. Xác định ứng suất gia tăng do tải trọng ở TTGHSD gây ra Độ tăng ứng suất có hiệu tại giữa lớp đất do tải trọng ở trạng thái sử dụng gây ra được xác định theo công thức sau : Trong đó : : Độ tăng ứng suất có hiệu tại giữa lớp đất do tải trọng ngoài gây ra V: Tải trọng thẳng đứng theo trạng thái giới hạn sử dụng, V = 8608.33 KN Bg: Chiều rộng trên mặt bằng của nhóm cọc. Lg: Chiều dài trên mặt bằng của nhóm cọc. Zi : Khoảng cách từ vị trí 2Db/3 đến trọng tâm lớp đất cần tính lún Tên lớp Bg (m) Lg (m) Zi (m) (kN/m2) 1 4.05 6.45 3.40 117.31 2 4.05 6.45 10.45 35.13 6.1.2. Tính độ lún So sánh giữa và : Lớp đất thứ 1: = 152.09 KN/m2 Đất quá cố kết. = 218.95 KN/m2 Đất quá cố kết. S ci = Trong đó: Hc: Chiều cao của lớp đất chịu nén (m) e0: Tỉ số rỗng tại ứng suất thẳng đứng hữu hiệu ban đầu, Cc: Chỉ số nén ép,được xác định từ thí nghiệm, Ccr: Chỉ số nén ép lại, được xác định từ thí nghiệm, : Áp lực tiền cố kết (KN/m2). : Ứng suất hữu hiệu thẳng đứng cuối cùng tại điểm giữa lớp đất đang xét = Độ lún của lớp đất thứ 1: S c1 = Độ lún của lớp đất thứ 2: S c2 =<0 Vậy độ lún của móng là : Sc = 0.11m = 11cm. 6.2. Kiểm toán chuyển vị ngang của đỉnh cọc Sử dụng phần mền tính toán nền móng FB-PIER ta tính được chuyển vị theo các phương dọc cầu (X), phương ngang cầu (Y), phương thẳng đứng (Z) tại vị trí đầu mỗi cọc như sau : ********************************************** *** Maximum pile head displacements *** Result Type Value Load Comb Pile Max displacement in axial 0.1519E-02 M 1 0 10 Max displacement in x 0.1554E-05 M 1 0 17 Max displacement in y 0.6577E-03 M 1 0 15 Kết luận chuyển vị ngang lớn nhất tại đỉnh cọc là: Theo phương (X): y = 0.66 .10-3 m = 0.66 mm 38mm Theo phương (Y): x = 0.16 .10-5 m = 0.16 .10-2 mm 38mm Vậy đảm bảo yêu cầu về chuyển vị ngang 7. cường độ cốt thép cho cọc và bệ cọc 7.1. Tính và bố trí cốt thép dọc cho cọc Tổng chiều dài cọc dùng để tính toán và bố trí cốt thép là chiều dài đúc cọc : L = 30 (m). Được chia thành 3 đốt, mỗi đốt có chiều dài Ld = 10 m. Ta đi tính toán và bố trí cho từng đốt cọc. 7.1.1. Tính mô men theo sơ đồ cẩu cọc và treo cọc Mô men lớn nhất dùng để bố trí cốt thép Mtt = max(Mmax(1) ; Mmax(2)) Trong đó: Mmax(1): Mômen trong cọc theo sơ đồ cẩu cọc Mmax(2): Mômen trong cọc theo sơ đồ treo cọc Tính mômen cho đốt cọc có chiều dài Ld = 10 m Tính mô men lớn nhất trong cọc theo sơ đồ cẩu cọc Các móc cẩu đặt cách đầu cọc một đoạn : Trọng lượng bản thân cọc được xem như tải trọng phân bố đều trên cả chiều dài đoạn cọc q1 = gbt.A = 24,5*0,452 = 4,96 (KN/m) Dưới tác dụng của trọng lượng bản thân ta có biểu đồ mô men như sau : Ta có mặt cắt có giá trị mô men lớn nhất là : Mmax(1)= 12.4KN.m Tính mô men lớn nhất trong cọc theo sơ đồ treo cọc: Móc được đặt cách đầu cọc một đoạn: 0.294Ld = 0.294 x 10 = 2.94(m) Dưới tác dụng của trọng lượng bản thân ta có biểu đồ mô men như sau : Ta có mặt cắt có giá trị mô men lớn nhất là : Mmax(2)= 21.44 KN.m Vậy mô men lớn nhất dùng để bố trí cốt thép là : Mtt = max(Mmax(1) ; Mmax(2) ) = max(12.4; 21.44) = 21.44 KN.m 7.1.2. Tính và bố trí cốt thép dọc cho cọc Ta chọn cốt thép dọc chủ chịu lực là thép ASTM A615M Gồm 822 có fy = 420 MPa được bố trí trên mặt cắt ngang của cọc như hình vẽ : Ta đi tính duyệt lại mặt cắt bất lợi nhất trong trường hợp bất lợi nhất là mặt cắt có mô men lớn nhất trong trường hợp treo cọc: +) Cọc có chiều dài Ld= 10 m thì Mtt = 21.44 KN.m Kiểm tra bê tông có bị nứt hay không trong quá trình cẩu và treo cọc +) Cường độ chịu kéo khi uốn của bê tông là : 0.8.fr = 0.8x3.334 = 2.667 (MPa) Ứng suất kéo tại thớ ngoài cùng của mặt cắt nguyên : +) Cọc có chiều dài Ld= 10 m: x(MPa) Vậy: Cọc không bị nứt khi cẩu và treo cọc Tính duyệt khả năng chịu lực Nhận xét : Do cốt thép được bố trí đối xứng, mặt khác ta đã biết bê tông có cường độ chịu kéo nhỏ hơn nhiều so với cường độ chịu nén vì vậy trục trung hòa lệch về phía trên trục đối xứng. Giả thiết tất cả các cốt thép đều chảy dẻo Phương trình cân bằng nội lực theo phương trục dầm : Trong đó : As1và As2 : Diện tích cốt thép chịu kéo (mm2) : Diện tích cốt thép chịu nén (mm2) : Cường độ chịu nén của bê tông (Mpa), = 30 (Mpa) fy : Cường độ chảy của côt thép, fy = 420 (Mpa) a : Chiều cao vùng nén tương đương d : Đường kính cọc, d = 450 (mm) E : Mô đun đàn hồi của cốt thép, Chiều cao vùng nén tương đương được xác định theo công thức : Do f’c =28 MPa b1 = 0,85 Vị trí của trục trung hòa được xác định : Kiểm tra sự chảy dẻo của cốt thép chịu kéo và chịu nén theo điều kiện : Trong đó : ds1 và ds2 : Khoảng cách từ trọng tâm của cốt thép chịu kéo đến thớ bê tông chịu nén ngoài cùng : Khoảng cách từ trọng tâm của cốt thép chịu nén đến thớ bê tông chịu nén ngoai cùng Ta có : Vậy tất cả các cốt thép đều chảy Giả thiết là đúng Mô men kháng uốn danh định là : = 238.86x106 N.mm = 238.86 KN.m Mô men kháng uốn tính toán là : Mr = jf.Mn = 0.9x238.86 =214.98 (KN.m) > Mtt = 21.44 (KN.m) Đạt Kiểm tra hàm lượng cốt thép tối đa và hàm lượng cốt thép tối thiểu => Đạt => => Đạt Kết luận : Cốt thép được chọn và bố trí như trên là đảm bảo khả năng chịu lực 7.2. Bố trí cốt thép đai cho cọc Do cọc chủ yếu chịu nén, chịu cắt nhỏ nên không cần duyệt về cường độ của cốt thép đai. Vì vậy cốt thép đai được bố trí theo yêu cầu về cấu tạo. Đầu mỗi cọc ta bố trí với bước cốt đai là 50 mm trên một chiều dài là: 1350 mm. Tiếp theo ta bố trí với bước cốt thép đai là 100 mm trên một chiều dài là:1100mm Đoạn còn lại của mỗi đoạn cọc (phần giữa đoạn cọc) bố trí với bước cốt đai là : 150 mm 7.3. Chi tiết cốt thép cứng mũi cọc Cốt thép mũi cọc có đường kính 40, với chiều dài 100 mm Đoạn nhô ra khỏi mũi cọc là 50 mm 7.4. Lưới cốt thép đầu cọc Ở đầu cọc bố trí một số lưới cốt thép đầu cọc có đường kính 6 mm ,với mắt lưới a = 5050mm. Lưới được bố trí nhằm đảm bảo cho bê tông cọc không bị phá hoại do chịu ứng suất cục bộ trong quá trình đóng cọc 7.5. Vành đai thép đầu cọc Đầu cọc được bọc bằng một vành đai thép bằng thép bản có chiều dày = 10 mm nhằm mục đích bảo vệ bê tông đầu cọc không bị hỏng khi đóng cọc và ngoài ra còn có tác dụng để hàn nối các đốt cọc trong khi thi công với nhau. 7.6. Cốt thép móc cẩu Cốt thép móc cẩu được chọn có đường kính 22. Do cốt thép bố trí trong cọc rất thừa vì vậy ta có thể sử dụng luôn cốt thép móc cẩu làm móc treo khi đó ta không cần phải làm móc thứ 3 tạo điều kiện thuận lợi cho việc thi công và để cọc trong bãi Khoảng cách từ đầu mỗi đoạn cọc đến mỗi móc neo là a = 2m = 2000 mm 8. tính mối nối thi công cọc Ta sử dụng mối nối hàn để nối các đoạn cọc lại với nhau. Mối nối phải đảm bảo cường độ mối nối tương đương hoặc lớn hơn cường độ cọc tại tiết diện có mối nối Để nối các đốt cọc lại với nhau ta sử dụng 4 thép góc L-10010012 táp vào 4 góc của cọc rồi sử dụng đường hàn để liên kết hai đầu cọc. Ngoài ra để tăng thêm an toàn cho mối nối ta sử dụng thêm 4 thép bản 500x100x10mm được táp vào khoảng giữa hai thép góc để tăng chiều dài hàn nối.