Đề tài Thiết kế chung cư Nam Phú

Thật ra, khi chọn điều kiện để thiết kế móng cọc đài thấp ta đã chọn chiều sâu chôn đài nhằm cân bằng lực ngang H và áp lực bị động của đất tại vị trí chôn đài.  Để an toàn ta xem như bỏ qua giá trị áp lực đất bị động của đất tại vị trí chôn đài để tính toán cọc vẫn chịu tác dụng của tải trọng ngang.  Khi tính toán cọc chịu tác dụng của tải trọng ngang, đất xung quanh cọc được xem như môi trường đàn hồi biến dạng tuyến tính đặc trưng bằng hệ số nền Cz (kG/m3) được xác định như sau (theo Phụ lục G_TCVN205-1998)

doc18 trang | Chia sẻ: banmai | Ngày: 26/03/2013 | Lượt xem: 1902 | Lượt tải: 1download
Bạn đang xem nội dung tài liệu Đề tài Thiết kế chung cư Nam Phú, để tải tài liệu về máy bạn click vào nút DOWNLOAD ở trên
Thiết kế móng M3 Tải trọng Nội lực từ cột truyền xuống móng, thường chọn các cặp nội lực sau để tính móng : Cặp 1 : Nmax, Mtư, Qtư. Cặp 2 : Mmax, Ntư, Qtư. Cặp 3 : Qmax, Mtư, Ntư. Trong đó, cặp 1 để tính toán và kiểm tra đối với các cặp còn lại. Bảng 3.12 Tải trọng tác dụng lên móng M1(Cột 29) Nội lực N (kG) Qx (kG) Qy (kG) Mx (kG.m) My (kG.m) Cặp 1 Tính toán -554574.5 -5754 -19934.9 -12099.6 -10262.3 Tiêu chuẩn -462145 -4795.00 -16612.40 -10083.02 -8551.94 Cặp 2 Tính toán -554228 -5754 -19934.9 -5122.42 -8248.43 Tiêu chuẩn -461857 -4795.00 -16612.40 -4268.68 -6873.69 Cặp 3 Tính toán -553881.5 -5754 -19934.9 -826.261 -6234.53 Tiêu chuẩn -461568 -4795.00 -16612.40 -688.55 -5195.44 Bảng 3.13 Tải trọng tác dụng lên móng M1(Cột 30) Nội lực N (kG) Qx (kG) Qy (kG) Mx (kG.m) My (kG.m) Cặp 1 Tính toán -542095 -5236.8 1801.11 -3025.54 -10253.2 Tiêu chuẩn -451746 -4364.00 1500.93 -2521.28 -8544.35 Cặp 2 Tính toán -541748.5 -5236.8 1801.11 -3655.92 -8420.34 Tiêu chuẩn -451457 -4364.00 1500.93 -3046.60 -7016.95 Cặp 3 Tính toán -541402 -5236.8 1801.11 -6458.21 -6587.46 Tiêu chuẩn -451168 -4364.00 1500.93 -5381.84 -5489.55 Do khoảng cách hai cột là nhỏ (2.5m) nên ta sẽ đi thiết kế móng kép đối với cột 29 và cột 30. Lực tác dụng lên hai móng được dời đến trung điểm của đường thẳng nối liền hai móng, ta chỉ dời lực theo phương ngang không dời theo phương dọc. Vì vậy, các moment phát sinh khi dời lực sẽ tự triệt tiêu. Bảng 3.14 Tổng tải trọng tác dụng lên móng M1. Nội lực N (kG) Qx (kG) Qy (kG) Mx (kG.m) My (kG.m) Cặp 1 Tính toán -1096670 -10990.8 -18133.8 -15125.14 -20515.52 Tiêu chuẩn -913891 -9159 -15111.5 -12604.3 -17096.29 Cặp 2 Tính toán -1095977 -10990.8 -18133.8 -8778.344 -16668.77 Tiêu chuẩn -913314 -9159 -15111.5 -7315.283 -13890.64 Cặp 3 Tính toán -1095284 -10990.8 -18133.8 -7284.471 -12821.99 Tiêu chuẩn -912736 -9159 -15111.5 -6070.392 -10684.99 Trong đó, các tải trọng tiêu chuẩn được tính như sau : Ntc = Ntt /n , Mtc = Mtt /n, Qtc = Qtt /n (n là hệ số vượt tải, lấy n = 1.2) Chiều sâu đặt đài cọc _chọn cọc Chọn chiều sâu đặt đài cọc là 5.1 (m) so với mặt đất tự nhiên.Khoảng cách từ đáy đài cọc đến sàn tầng hầm là 2.1 (m). Đài móng đặt tại lớp đất số 1 có các đặc trưng cơ lý sau : Độ ẩm : W = 18.25 (%) Dung trọng tự nhiên : γw = 1.815 (g/cm3) Dung trọng đẩy nổi : γđn = 0.815 (g/cm3) Lực dính đơn vị : C = 0.022 (kg/cm2) Góc ma sát trong : φ = 28o44’30” Chiều sâu chôn đài xác định theo điều kiện móng cọc đài thấp : h > hmin = (tính hmin với giả định Bđ = 3 m) hmin = = = 1.68 (m) Vậy chiều sâu chôn đài đã chọn thỏa điều kiện móng cọc đài thấp. Chọn cọc khoan nhồi bê tông cốt thép có : Tiết diện tròn có đường kính D =150 (cm), tiết diện ngang Fc = 17662 (cm2). Cốt thép dọc được dùng trong cọc có hàm lượng từ 0.4% đến 0.65%. Cốt thép trong cọc được lấy như sau : Fa = 0.6% x Fc = 0.006 x 17662 = 106 (cm2) Chọn 28Φ22 có Fa = 106 (cm2) bố trí theo chu vi cọc. Dựa vào địa chất công trình ta cắm sâu mũi cọc vào lớp đất số 3 một đoạn 11 (m).Khi đó cao trình đặt mũi cọc so với mặt đất tự nhiên là -34 (m) Lấy chiều dài đoạn cọc ngàm vào đài 0.15 (m), đoạn cọc đập bể đầu để lộ thép neo vào đài là 0.6 (m). Chiều dài cọc : l = 34 – 5 + 0.15+ 0.6 = 29.75 (m). Tính toán theo trạng thái giới hạn thứ nhất Xác định sức chịu tải của cọc Theo vật liệu làm cọc Với cọc khoan nhồi bê tông cốt thép, sức chịu tải tới hạn của cọc theo vật liệu xác định theo công thức thanh chịu nén đúng tâm có kể đến hệ số uốn dọc : Pvl = Ru.Fc + Ran.Fa Trong đó : . Ru _ cường độ tính toán của bê tông cọc nhồi, được xác định như sau : khi đổ bê tông dưới nước hoặc dưới bùn, nhưng < 60 (kG/cm2). khi đổ bê tông trong hố khoan khô, nhưng < 70 (kG/cm2). Chọn = 60 (kG/cm2). . Fc _ diện tích tiết diện ngang cọc, Fc = 17662 (cm2). . Ran _ cường độ tính toán của cốt thép, được xác định như sau : Đối với thép có Φ < 28mm, Ran = Rc /1.5 nhưng < 2200 (kG/cm2). Đối với thép có Φ > 28mm, Ran = Rc /1.5 nhưng < 2000 (kG/cm2). Thép CIII có giới hạn chảy Rc = 4000 (cm2). Chọn = 2200 (kG/cm2). . Fa _ diện tích cốt thép cọc, Fa = 50.272 (cm2). => Pvl = 60 x (17662-106) + 2200 x 106 = 1286560 (kG). Theo chỉ tiêu cơ lý của đất nền (Phụ lục A) Sức chịu tải cọc đơn được sử dụng là : Qa = Qtc /kat Trong đó : . kat _ là hệ số an toàn, lấy kat = 1.4 . Qtc _ được xác định gồm hai thành phần là khả năng chịu mũi qm (kG) và khả năng bám trượt fs (kG) bên hông : Qtc = mR.qm.Fc + u. Trong đó : . mR _ là hệ số điều kiện làm việc tại mũi cọc, lấy mR = 0.7 (sét vàng nửa cứng) . mf _ là hệ số điều kiện làm việc của đất bên hông cọc, lấy mf = 1. . qm _ khả năng chịu mũi của cọc (tra theo bảng A1_Phụ lục A_TCVN 205:1998) Với Zm = 31 (m) => qm = 8.77 (kG/cm2). . fsi _ khả năng bám trượt của đất xung quanh cọc, đất nền được chia thành các lớp phân tố đồng nhất có chiều dày không quá 2 (m), (tra theo bảng A2_Phụ lục A_TCVN 205:1998) . Li _ chiều dài phân đoạn cọc. . u_ chu vi cọc, u = 4.71 (m). Bảng 3.15 Xác định giá trị fsi (kG/cm). Lớp Độ sâu trung bình Z (m) Chiều dài phân đoạn cọc Li (cm) Trạng thái đất fsi (kG/cm2) 1 2.5 100 Cát chặt vừa, hạt thô-trung 0.45 2 4 200 Sét xám xanh dẻo mềm,độ sệt B =0.62 0.146 6 200 0.164 8 200 0.172 10 200 0.172 12 200 0.176 14 200 0.177 16 200 0.1824 18 200 0.1832 19.5 100 0.1838 3 25.5 1100 Sét nửa cứng, độ sệt B =0.14 1.387 = 2847.6 (kG/cm). => Qtc = 0.7x8.77x17662 + 471x2847.6 = 2425481 (kG) => Qa = 2425481/1.4 = 1732486 (kG) > Pvl = 1286560 (kG). Hình 3.12 Xác định độ sâu trung bình của lớp đất. Theo chỉ tiêu cường độ của đất nền (Phụ lục B) Khả năng chịu tải cực hạn của cọc đơn : Qu = Qm + Qs = qm.Fc+u. Cường độ chịu tải của đất dưới mũi cọc tính theo công thức : qm = c.Nc + γ’.Zm.Nq + γ’.d.Nγ Trong đó : . c _ lực dính của đất, c = 0.32 (kG/cm2). . γ’.Zm _ ứng suất hữu hiệu theo phương thẳng đứng tại độ sâu mũi cọc do trọng lượng bản thân đất. . Nc, Nq, Nγ _ là hệ số chịu tải phụ thuộc ma sát trong của đất, hình dạng mũi cọc và phương pháp thi công cọc, tra theo biểu đồ góc ma sát φ. Tuy nhiên trong quy phạm không có bảng tra do đó ta tra theo biểu đồ gốc của Meyerhof. . γ’ _ trọng lượng thể tích của đất tại độ sâu mũi cọc. Giá trị γ’.d.Nγ có thể bỏ qua do đường kính cọc nhỏ. Với φ = 17o18’15” => Nc = 50, Nq = 7 γ’.Zm = (18.15-10)x1 + (16.6-10)x17 + (19.42-10)x11 = 2.24 (kG/cm2). => qm = 0.32x50 + 2.24x7 = 31.67 (kG/cm2). Công thức chung tính toán ma sát bên tác dụng lên cọc là : fs = ca + .ks.tg (φa) Trong đó : . ca _ lực dính giữa thân cọc và đất, cọc đóng btct ca = 0.7c với c_lực dính đất nền. . _ ứng suất hữu hiệu trong đất theo phương vuông góc với mặt bên cọc. . φa _ góc ma sát giữa cọc và đất nền, lấy φa = 0.7φ . ks _ hệ số áp lực ngang, ks = 1.3(1-sin φ) Bảng 3.16 Tính thành phần ma sát xung quanh cọc. Lớp Li (m) Zi (m) ca (kG/cm2) φa γđn (g/cm3) (kG/cm2) ks fs (kG/cm2) 1 1 2.5 0.0154 20.6 0.815 0.2 0.68 0.09 2 17 11.5 0.1148 7.364 0.66 0.84 1.06 0.28 3 11 25.5 0.224 12.6 0.942 1.345 0.91 0.68 = 100x0.09 + 1700x0.28 + 1100x0.68 = 1232 (kG/cm) => Qu = 31.67x17662 + 471x1232 = 1139627 (kG) Sức chịu tải cho phép của cọc : Trong đó : . FSs _ hệ số an toàn cho thành phần ma sát bên, lấy FSs = 2 . FSm _ hệ số an toàn cho sức chống dưới mũi cọc, lấy FSm = 3 => < Pvl = 1286560 (kG). Ta sẽ chọn sức chịu tải dọc trục theo cường độ đất nền Qa = 476587 (kG) để tính toán. Xác định số lượng cọc và bố trí Số lượng cọc dự trù : =cọc. => Chọn n = 5 cọc.Bố trí như trên hình vẽ. Hình 3.13 Bố trí cọc trong đài. Kiểm tra sức chịu tải của cọc Trọng lượng của đài và đất trên đài : = 1.1x7.4x7.4x2x (22-10) = 144566 (kG) Lực dọc tính toán tại tâm đáy đài : = 1096670 + 144566 = 1241236 (kG) Moment tính toán theo hai phương quy về tại tâm đáy đài : = 15125 - 18134 x0.5 = 6058 (kG.m) = 20515 - 10991x0.5 = 15019 (kG.m) Tải trọng tác dụng lên cọc : Trong đó : . n _ số lượng cọc trong đài, n = 4. . xmax , ymax _ khoảng cách tính từ các trục của hàng cọc biên chịu nén lớn nhất đến các trục đi qua trọng tâm đài, xmax = ymax = 2.2 (m). . xi , yi _ khoảng cách tính từ trục cọc thứ i đến các trục đi qua trọng tâm đài = = 19.36 (m2). => = 250642 (kG) = 245852 (kG) Trọng lượng tính toán của cọc : Pc = 1.1x(17662-106)x(2.5-1)x30 = 86902 (kG) Tổng tải trọng tác dụng tại mũi cọc : Pmax + Pc = 337544 (kG) < Qu = Ex476587 = 0.8x476587 =381269 (kG) Với E_hệ số nhóm, lấy E = 0.8 Pmin + Pc = 332754 (kG) > 0 => không cần kiểm tra điều kiện chịu nhổ => Vậy cọc đủ khả năng chịu lực. Kiểm tra ứng suất dưới mũi cọc (móng khối quy ước) Khi làm móng cọc ta kiểm tra đất nền dưới đáy móng chính là kiểm tra đất nền dưới đáy móng khối quy ước ở cao trình mũi cọc. Kích thước móng khối quy ước Xác định φtb : Trong đó : . φi _ giá trị góc ma sát của lớp đất thứ i tính theo giá trị tính toán. . hi _ chiều dày lớp đất thứ i. Góc mở quy ước : Kích thước khối móng quy ước : = 4.4 + 2x29xtg (3.16)= 7.6 (m) = 4.4 + 2x29xtg (3.16) = 7.6 (m) Trong đó : . a1 , b1_ khoảng cách giữa hai mép ngoài của hai cọc biên. Diện tích đáy móng khối quy ước : Fqư = aqư . bqư = 7.6x7.6 = 57.76 (m2). Trọng lượng móng khối quy ước Thể tích chiếm chỗ của đài cọc và cọc : V = Vcọc + Vđài = 25x(17662-106)x10-4x29 + 7.42x1.5 = 1355 (m3). Thể tích đất trong móng khối quy ước : Vđất = 57.76x29 – 1355 = 320.1 (m3). Trọng lượng thể tích trung bình của các lớp đất trong móng khối quy ước : Trọng lượng móng khối quy ước : Qqư = 1355x(2500-1000) + 320x772 = 2279540 (kG) Lực dọc tiêu chuẩn tại đáy móng khối quy ước : = 913891 + 2279540 = 3193431 (kG) Áp lực tiêu chuẩn của đất dưới khối móng quy ước Trong đó : . m1 , m2_ hệ số điều kiện làm việc của đất nền và công trình, m1 = 1.1; m1 = 1.2 . ktc _ các chỉ tiêu cơ lý lấy trực tiếp từ thí nghiệm, ktc = 1. . hqư_ chiều cao khối móng quy ước, hqư = 29 (m) Lớp đất phía dưới móng khối quy ước là lớp đất số 3 có các đặc trưng cơ lý sau : Dung trọng tự nhiên : γw = 1.9425 (g/cm3) Dung trọng đẩy nổi : γđn = 0.9425 (g/cm3) Lực dính đơn vị : C = 0.32 (kG/cm2) Góc ma sát trong : φ = 17o18’15” = 17.18 Tra bảng các hệ số A,B,D ta được : A = 0.402; B= 2.594; D = 5.198, do đó : = 102415 (kG/m2) Moment kháng uốn của khối móng quy ước : Moment tiêu chuẩn tại đáy móng khối quy ước : = 12604 - 15111 x29.5 = 433170 (kG.m) = 17096 - 9159x29.5 = 253094 (kG.m) Ứng suất trung bình dưới đáy móng khối quy ước : (kG/m2). Ứng suất lớn nhất ở mép móng khối quy ước : = 53146 (kG/m2) Ứng suất nhỏ nhất ở mép móng khối quy ước : = 34344 (kG/m2) Điều kiện kiểm tra ổn định đất nền dưới mũi cọc : σtb = 43745 (kG/m2) < Rtc = 102415 (kG/m2). σmax = 53146 (kG/m2) < 1.2Rtc = 1.2x102415 = 122898 (kG/m2). σmin = 34344 (kG/m2) > 0 Các điều kiện kiểm tra đều thỏa do đó đất nền vẫn làm việc trong giai đoạn đàn hồi, ta có thể tính lún theo quan niệm biến dạng tuyến tính. Tính toán theo trạng thái giới hạn thứ hai Kiểm tra độ lún móng cọc Trọng lượng riêng trung bình của các lớp đất và bê tông phía trên đáy móng khối quy ước : Ứng suất bản thân tại đáy móng khối quy ước : = γtb .hqư = 1360x29 = 39465 (kG/m2). Ứng suất gây lún tại đáy móng khối quy ước : = σtb - γtb .hqư = 43745 – 39465 = 4280 (kG/m2). Ứng suất gây lún tại các điểm nằm trên trục đi qua trọng tâm đáy móng khối quy ước : Ứng suất gây lún tại các điểm nằm trên trục đi qua trọng tâm đáy móng khối quy ước : = .koi ; Trong đó : . koi_hệ số phụ thuộc Lmqư / Bmqư , 2z/ Bmqư.Tra bảng theo bảng 3-7, trang 33_Hướng dẫn đồ án nền móng_Gs.Ts.Nguyễn Văn Quảng. Chia lớp đất dưới đáy móng thành nhiều lớp có chiều dày hi = 1 (m). Vị trí ngừng tính lún được xác định theo điều kiện : Theo quy phạm TCVN45-78.Độ lún được tính theo công thức : Trong đó : . Ei_modul đàn hồi lớp đất thứ i, Ei = 203.6 (kG/cm2). . hi_chiều dày phân tố thứ i, hi = 1 (m) Tại vị trí z = 0 (m) dưới đáy móng khối quy ước ta ngừng tính lún, vì điều kiện thỏa mãn. Tổng độ lún : = Vậy độ lún của móng dưới mũi cọc nằm trong phạm vi cho phép. Tính toán cọc chịu tải trọng ngang Thật ra, khi chọn điều kiện để thiết kế móng cọc đài thấp ta đã chọn chiều sâu chôn đài nhằm cân bằng lực ngang H và áp lực bị động của đất tại vị trí chôn đài. Để an toàn ta xem như bỏ qua giá trị áp lực đất bị động của đất tại vị trí chôn đài để tính toán cọc vẫn chịu tác dụng của tải trọng ngang. Khi tính toán cọc chịu tác dụng của tải trọng ngang, đất xung quanh cọc được xem như môi trường đàn hồi biến dạng tuyến tính đặc trưng bằng hệ số nền Cz (kG/m3) được xác định như sau (theo Phụ lục G_TCVN205-1998) : Cz = k.z Trong đó : . k_hệ số tỉ lệ phụ thuộc vào loại đất xung quanh cọc, được lấy theo bảng G.1 (TCVN205-1998) . z_độ sâu của vị trí tiết diện cọc, kể từ mặt đất với cọc đài cao hoặc kể từ đáy đài với cọc đài thấp. Kiểm tra chuyển vị ngang và góc xoay trong giới hạn cho phép Hình 3.14 Chuyển vị ngang của cọc khi chịu tác dụng của lực ngang,lực dọc, moment. Điều kiện kiểm tra : Δn ≤ Sgh ; ψ ≤ ψgh Ta đi kiểm tra với cặp nội lực thứ 3. Lực ngang tác dụng lên mỗi đầu cọc : Moment tác dụng lên mỗi đầu cọc : Tất cả các tính toán được thực hiện theo chiều sâu tính đổi của tiết diện cọc trong đất ze và chiều sâu tính đổi hạ cọc trong đất le xác định theo : ze = αbd . z le = αbd . l Trong đó : .z_chiều sâu thực tế vị trí tiết diện cọc trong đất. .l_chiều sâu hạ cọc thực tế trong đất tính từ đáy đài với cọc đài thấp. . αbd _hệ số biến dạng, . k_hệ số tỉ lệ phụ thuộc vào loại đất xung quanh cọc, được lấy theo bảng G.1 (TCVN205-1998), giá trị k được tính toán gần đúng như sau : .I_moment quán tính tiết diện ngang của cọc, . bc_bề rộng quy ước của cọc, theo TCVN205-1998, ta lấy : Vì d bc = 1.5d+0.5 = 2.75 (m) => => le = αbd . l = 0.28x26 = 7.28 (m) Tra bảng G.2 (TCVN205-1998), ta được các hệ số sau : Ao = 2.441 ; Bo = 1.621 ; Co = 1.751 Các chuyển vị δHH , δHM , δMH , δMM của cọc tại đầu cọc do các ứng lực đơn vị đặt tại đầu cọc gây ra : Chuyển vị ngang và góc xoay tại đáy đài : yox = Qxi . δHH + Myi . δHM = (-2.198)x0.15x10-3 + (1.926) x0.028x10-3 = -0.27.x10-3 (m) = -0.027 (cm) yoy = Qyi . δHH + Mxi . δHM = (-3.627) x0.15x10-3 + (1.926) x0.028x10-3 = 0.49x 10-3 (m) = 0.049 (cm) thỏa điều kiện về chuyển vị ngang. Kiểm tra ổn định nền quanh cọc Không cần kiểm tra vì theo TCVN205-1998 :”không cần tính toán độ ổn định của đất nền xung quanh cọc có bề rộng tiết diện d ≤ 0.6 (m) với chiều dài trong đất > 10d, trừ trường hợp cọc được hạ vào bùn hoặc đất sét ở trạng thái chảy hoặc dẻo chảy” Áp lực tính toán σz (T/m2), lực cắt Qz (T), moment Mz (T.m), lực dọc Nz (T) tại các tiết diện của cọc được xác định theo công thức : Áp lực tính toán σz (T/m2), lực cắt Qz (T), moment Mz (T.m), lực dọc Nz (T) tại các tiết diện của cọc được xác định theo công thức : Các hệ số A1, B1, C1, D1, A3, B3, C3, D3, A4, B4, C4, D4, tra bảng G.3 (TCVN205-1998). Moment và lực cắt trong tiết diện cọc được tính theo công thức G.17 và G.18 của TCVN205-1998 (với ψ=0, cọc được xem như ngàm cứng vào đài) Moment ngàm tính toán khi tính cọc ngàm cứng trong đài và đầu cọc không bị xoay,tính theo công thức sau : (tính với mỗi đầu cọc) (với lo =0) yox = Qxi . δHH + Myi . δHM = (-3.627)x0.15x10-3 + (11.8) x0.028x10-3 = -0.2x 10-3 (m) = -0.02 (cm) Thay số ta được các hàm đơn giản theo A3, C3, D3, A4, C4, D4 _ các hệ số này được tra bảng theo bảng G.3 _TCVN205-1998 Ta đi tính toán các giá trị moment và lực dọc tại các tiết diện khác nhau của cọc nhằm tìm ra giá trị moment lớn nhất để tính toán thép cho cọc.Vì vậy ta chỉ cần tính toán với giá trị Qmax để đơn giản và an toàn. Từ các giá trị moment trong bảng , ta chọn ra giá trị moment lớn nhất là Mng = 11.8 (T.m) để tính cốt thép cho cọc. Quy đổi về tiết diện vuông tương đương có cạnh b = =133 (cm) Diện tích cốt thép được tính theo công thức gần đúng : Với 28Φ22 có Fa = 106 (cm2) bố trí theo chu vi cọc đủ khả năng chịu lực. Cắt thép trong cọc Ta thấy khi z = 4 (m) thì M= 0 nên ta sẽ cắt 8Φ22 tại độ sâu này tính từ đáy đài.Số thanh còn lại kéo hết chiều dài cọc. Khả năng chịu nén của bê tông : = 60x(17662-106) = 1053 (T) Lực nén lớn nhất Pmax + Pc = 297 933 (kG) => bê tông đủ khả năng chịu lực nén lớn nhất tác dụng lên đầu cọc. Bảng 3.17 Xác định các giá trị moment và lực cắt tại các tiết diện zi z(m) ze(m) A3 C3 D3 A4 C4 D4 M (T.m) Q (T) 0.00 0 0 1 0 0 0 1 11.80 -3.63 0.36 0.1 0 1 0.1 -0.005 0 1 10.51 -3.61 0.71 0.2 -0.001 1 0.2 -0.02 0 1 9.23 -3.56 1.07 0.3 -0.005 1 0.3 -0.045 -0.001 1 7.99 -3.49 1.43 0.4 -0.011 1 0.4 -0.08 -0.003 1 6.76 -3.38 1.79 0.5 -0.021 0.999 0.5 -0.125 -0.008 0.999 5.57 -3.26 2.14 0.6 -0.036 0.998 0.6 -0.18 -0.016 0.997 4.44 -3.10 2.50 0.7 -0.057 0.996 0.699 -0.245 -0.03 0.994 3.38 -2.93 2.86 0.8 -0.085 0.992 0.799 -0.32 -0.051 0.989 2.36 -2.75 3.21 0.9 -0.121 0.985 0.897 -0.404 -0.082 0.98 1.42 -2.55 3.57 1 -0.167 0.975 0.994 -0.499 -0.125 0.967 0.56 -2.35 3.93 1.1 -0.222 0.96 1.09 -0.603 -0.183 0.946 -0.23 -2.14 4.29 1.2 -0.287 0.938 1.183 -0.716 -0.259 0.917 -0.96 -1.93 4.64 1.3 -0.365 0.907 1.273 -0.838 -0.356 0.876 -1.61 -1.71 5.00 1.4 -0.455 0.866 1.358 -0.967 -0.479 0.821 -2.17 -1.51 5.36 1.5 -0.559 0.881 1.437 -1.105 -0.63 0.747 -1.84 -1.31 5.71 1.6 -0.676 0.739 1.507 -1.248 -0.815 0.652 -3.10 -1.13 6.07 1.7 -0.808 0.646 1.566 -1.396 -1.036 0.529 -3.47 -0.94 6.43 1.8 -0.956 0.53 1.612 -1.547 -1.299 0.374 -3.77 -0.78 6.79 1.9 -1.118 0.385 1.64 -1.699 -1.608 0.181 -4.01 -0.62 7.14 2 -1.295 0.207 1.646 -1.848 -1.966 -0.057 -4.20 -0.47 7.86 2.2 -1.693 -0.271 1.575 -2.125 -2.849 -0.692 -4.44 -0.21 8.57 2.4 -2.141 -0.941 1.352 -2.339 -3.973 -1.592 -4.42 0.02 9.29 2.6 -2.621 -1.877 0.917 -2.437 -5.355 -2.821 -4.44 0.22 10.00 2.8 -3.103 -3.408 0.197 -2.346 -6.99 -4.445 -7.78 0.42 10.71 3 -3.541 -4.688 -0.891 -1.969 -8.84 -6.52 -3.92 0.64 12.50 3.5 -3.919 -10.34 -5.854 1.074 -13.692 -13.826 -2.33 1.53 14.29 4 -1.614 -17.919 -15.076 9.244 -15.611 -23.14 1.23 3.23 Tính cốt thép cho đài cọc Kiểm tra xuyên thủng cho đài cọc Kích thước tháp xuyên thủng Kích thước cột : 45x85 (cm). Cọc ngàm vào đài một đoạn 10 (cm). Chiều cao làm việc của đài : ho = hđ – 15 = 1.8 – 0.15 = 1.65 (m) Hình 3.15 Tháp xuyên thủng đài cọc. Kiểm tra xuyên thủng Các cọc gây ra lực xuyên thủng là cọc 1,2,3,4,17,18,19,20. Lực tác dụng lên mỗi cọc ở hàng cọc biên : với = = 19.36 (m2). Lực chống xuyên thủng : Pcxt = 0.75 x Rk x4x(bc + ho)xho = 0.75x8.8x(2x0.85+2x0.45+4x1.65)x1.65x104 = 1001880 (kG). Vậy điều kiện xuyên thủng : Pxt = 993 (T) < Pcxt = 1001880 (T), thỏa mãn. Bảng 2.6 Xác định các giá trị lực gây xuyên thủng đài. Cọc x (m) y (m) (kG) (kG.m) (kG.m) (kG) 1 -2.2 2.2 1241236 6058 15019 247229 2 -2.2 -2.2 1241236 6058 15019 245852 4 2.2 2.2 1241236 6058 15019 250642 5 2.2 -2.2 1241236 6058 15019 249265 Tính cốt thép cho đài cọc Do các cọc được bố trí đối xứng nên ta chỉ cần tính thép theo 1 phương rồi bố trí tương tự cho phương còn lại. Hình 3.16 Sơ đồ tính thép đài. Tính cốt thép tại ngàm 1-1 Tải trọng tác dụng lên cọc : P1 = 247229 (kG). P4 = 250642 (kG). Moment tại mặt ngàm 1-1 : = (247.229 + 250.642)x1.775 = 883.7 (T.m) Diện tích cốt thép được tính theo công thức gần đúng : Chọn 50Ф24a150 có Fa = 226.2 (cm2) bố trí cho đáy đài. Hàm lượng thép : – Thép cấu tạo chọn Ф12a150 cho cả hai phương.

Các file đính kèm theo tài liệu này:

  • doccoc nhoi M3.doc
  • rarBAN VE.rar
  • xlsBook3b (version 1).xls
  • xlslun3b.xls
  • xlsMOMENT COC3b.xls
Tài liệu liên quan