Báo cáo Khảo sát địa chất công trình

BÁO CÁO KHẢO SÁT ĐỊA CHẤT CÔNG TRÌNH Cấu trúc địa chất khu vực xây dựng. Mô tả sơ bộ cấu tạo địa chất khu vực: 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 11.30 m, cao độ mặt lớp là 0.00m, cao độ đáy là -11.30 m. 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 15.20m, 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 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 chung là khá phức tạp, có nhiều lớp đất phân bố và thay đổi khá phức tạp. + Lớp đất số 1 là lớp đất yếu do chỉ số xuyên tiêu chuẩn và sức chịu tải nhỏ, lớp 2, 3 có trị số SPT và sức chịu tải khá cao. (Lớp 2: IL = 0.33; SPT > 15; Lớp 3: IL = 0.14, SPT cao) + Lớp đất số 1 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 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 CĐĐT chọn như sau: Trong đó: + MNCN: Mực nước cao nhất, MNCN = 4,5 m + MNTT: Mực nước thông thuyền + : Chiều cao thông thuyền, Ở đây theo số liệu cho thì sông không thông thuyền Ta có : CĐĐT = 4,5 + 1 – 0.3 = 5,2 m. Vậy: CĐĐT = + 5,2 m 1.1.2. Cao độ đỉnh bệ (CĐĐB). CĐĐB MNTN - 0.5m MNTN = 2,0 m CĐĐB 2,0 - 0,5 = 1,5 m Vậy Chọn cao độ đỉnh bệ là: CĐĐB = + 1,5 m. 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 = 1,5 - 2.0 = - 0.5 m. Vậy chọn các thông số thiết kế như sau: Hình 2: Tổng hợp các thông số thiết kế Cao độ đỉnh trụ: CĐĐT = + 5,2 m Cao độ đỉnh bệ: CĐĐB = + 1,5 m Cao độ đáy bệ là: CĐĐAB = - 0,5 m Bề dầy bệ móng: Hb = 2 m. Chiều dày mũ trụ: CDMT = 0,8 + 0,6 = 1,4 m 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 – 30.50m Như vậy cọc được đóng vào trong lớp đất 3 có chiều sâu là 3.30m Chiều dài của cọc (Lc) được xác định như sau: Lc = CĐĐB - Hb - CĐMC Lc = 1.5 - 2.0 - (- 30.50) = 30 m. Trong đó: CĐĐB = 1.5 m: Cao độ đỉnh bệ Hb = 2.0 m: Chiều dày bệ móng CĐMC = - 30.50 m: Cao độ mũi cọc Kiểm tra: => Thoả mãn yêu cầu về độ mảnh. Tổng chiều dài đúc cọc sẽ là: Lcd = Lc + 1m = 30 + 1m = 31m. Cọc được tổ hợp từ 3 đốt cọc với tổng chiều dài đúc cọc là: 31 m = (2 x 10 + 11)m. Như vậy hai đốt thân cọc chiều dài là 10m và đốt mũi có chiều dài 11m. Các đốt cọc sẽ được nối với nhau bằng hàn trong quá 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 = 5.2 – 1.5 - 1.4 = 2.3 m. Trong đó: Cao độ đỉnh trụ: CĐĐT = +5.2 m Cao độ đỉnh bệ: CĐĐB = + 1.0 m Chiều dày mũ trụ: CDMT = 0.8 + 0.6 = 1.4m. 2.1.2. Thể tích toàn phần (không kể bệ cọc). Hình 3: Phân chia tính thể tích trụ Thể tích trụ toàn phần Vtr: Vtr = V1 + V2 + V3 = = = 10.88 + 6.63 + 11.71 = 29.22m3. 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 = +2.0 m: Mực nước thấp nhất. CĐĐB = +1.5m: 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 Tiến hành Tính các tải trọng: thẳng đứng. lực ngang và mômen đối với mặt cắt đỉnh bệ ứng với mặt cắt tự nhiên. Đề bài đã cho ta Tải trọng ở TTGHSD ta phải tiếp tục tính ở TTGHCĐ Bảng 1: Tổ hợp tải trọng thiết kế với MNTN Tải trọng Đơn vị TTSD - Tĩnh tải thẳng đứng kN 6000 - Hoạt tải thẳng đứng kN 3200 - Hoạt tải nằm ngang kN 130 - Hoạt tải mômen kN.m 1100 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 TTGHSD. Tải trọng thẳng đứng tiêu chuẩn dọc cầu: Ntt 3200 + (6000 + 24.50 x 29.22) – 9.81 x 2.55 = 9890.87 kN Tải trọng ngang tiêu chuẩn dọc cầu: Htc = Ho = 130 kN Mômen tiêu chuẩn dọc cầu: (CĐĐT – CĐĐB) =1581 kN.m 2.2.2. Tổ hợp tải trọng theo phương dọc cầu ở TTGHCĐ. Tải trọng thẳng đứng tính toán dọc cầu 13969,85 kN Tải trọng ngang tính toán dọc cầu: Htt = 1.75x = 1.75x130 =227,5 kN. Mômen tính toán dọc cầu: (CĐĐT – CĐĐB) =2766,75 kN.m Bảng 2: Tổng hợp tải trọng tác dụng theo phương dọc cầu với MNTN Tải trọng Đơn vị TTGHSD TTGHCĐ Tải trọng thẳng đứng kN 9890,87 13969,85 Tải trọng ngang kN 130 227,5 Mômen kN.m 1581 2766,75 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#24, bố trí xuyên suốt chiều dài cọc. + Cốt đai : Chọn thép Æ 8 Hình 4. Mặt cắt ngang cọc BTCT Sức kháng nén dọc trục theo vật liệu PR Dùng cốt đai thường, ta có: PR = jxPn = jx 0.8x{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 = 8x387=3096mm2 Vậy: PR = 0.75x0.8x{0.85x28x(202500– 3096) + 420x3096} = 3925222.78N 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. Hình 10.7.3.3.2a-1 Ở đó Db là chiều sâu cọc trong lớp đất chịu lực, D: đường kính cọc 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= 15.7 kN/m= 15.7 kPa = 0.0157 MPa. Tham khảo công thức xác định của API Su= 15.7 kN/m 25 Kpa Lớp 2: Ta có: Su = 34.7 kN/m= 34.7 kPa = 0.0347MPa. Sử dụng công thức của API với Su= 34,7 kPa ta có: à = 0.903 Lớp 3: Ta có: Su = 48.9 kN/m= 48.9 kPa = 0.0489 MPa. Sử dụng công thức của API với Su= 48.9 kPa ta có : à = 0.761 Bảng 3: Sức kháng thân cọc Qs ở các lớp đất Tên lớp Độ sâu lớp đất (m) Chiều dày lớp đất Sau xói: L (mm) Cường độ kháng cắt: Su (N/mm2) Hệ số kết dính a qS (N/mm2) Qs =qs.4.450.L (N) Lớp 1 11.3 9100 0.0157 1.00 0.0157 257166 Lớp 2 26.70 15400 0.0347 0.903 0.0313 867636 Lớp 3 34 33000 0.0489 0.761 0.0372 220968 Sức kháng thân cọc như sau: QS= 257166 + 867636 + 220968 = 1345770 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 = 48.9 kN/m= 0.0489 Mpa => Qp = Ap qp = 4502 x 9 x 0,0489 = 89120.25 N Vậy Sức kháng nén dọc trục theo đất nền: QR = = 0.56 (1345770 + 89120.25) = 803538.65 N = 803.54 kN Sức kháng dọc trục của cọc đơn : =min( 3925.23 ; 803.54) = 803.54 kN. 4. Xác định số lượng cọc và bố trí cọc1 Xác định số lượng cọc Trong đó: N: Tải trọng thẳng đứng ở TTGHCĐ (kN), N = 13969.85 kN Ptt: Sức kháng dọc trục của cọc đơn (kN), Ptt = 803.54 kN Thay số: . Chọn n = 28 cọc. Bố trí cọc trong móng 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 = 28 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 4. Khoảng cách tìm các hàng cọc theo phương dọc cầu là 1200 mm. + Số hàng cọc theo phương ngang cầu là 7. 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. Hình 5. Mặt bằng cọc 4.2.2. Tính thể tích bệ. Với 28 cọc bố trí như hình vẽ, ta có các kích bệ là: 4600mm x 8200mm. Trong đó : a = (4600 - 1200) : 2 = 1700 mm. b = (8200 - 4500) : 2 =1850 mm. Chiều dày bệ: 2000 mm Thể tích bệ là: Vb = 8200 x 4600 x 2000 = 75.44x109 mm3 = 75.44 m3. Tổ hợp tải trọng tác dụng lên đáy bệ Hình 6. Tổ hợp tải trọng tác dụng lên đáy bệ 4.3.1. Trạng thái giới hạn sử dụng Tải trọng thẳng đứng: = 9890.87+ (24.5 - 9.81) x 75.44 = 10999.08 kN. Tải trọng ngang: 130 kN. Mômen = 1581 + 130x2 = 1841 kN.m 4.3.2. Trạng thái giới hạn cường độ Tải trọng thẳng đứng: = 13969.85+ (1.25x24.5 - 9.81) x 75.44 = 15540.13 kN Tải trọng ngang: 227,5 kN. Mômen = 2766.75 + 227.5 x 2 = 3221.75 kN.m Bảng 4: Tổ hợp tải trọng tác dụng lên đáy bệ Tải trọng Đơn vị TTGHSD TTGHCĐ Tải trọng thẳng đứng kN 10999.08 15540.13 Tải trọng ngang kN 130 227.5 Mômen kN.m 1841 3221.75 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 Tính theo chương trình FB-Pier Khai báo các thông số, chạy chương trình, được kết quả như sau: ********************************************** ***** Final Maximums for all load cases ***** ********************************************** Result Type Value Load Comb. Pile *** Maximum pile forces *** Max shear in 2 direction -0.5361E-01 KN 1 0 14 Max shear in 3 direction -0.6795E+01 KN 1 0 28 Max moment about 2 axis -0.4549E+01 KN-M 1 0 6 Max moment about 3 axis 0.5631E-01 KN-M 1 0 14 Max axial force -0.6493E+03 KN 1 0 3 Max torsional force 0.0000E+00 KN-M 0 0 0 Max demand/capacity ratio 0.2528E+00 1 0 3 Do đó: Nmax = 649.3 KN, vậy lấy giá trị là Nmax = 649.3 KN để kiểm toán. 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 = 649.3KN 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 = 649.3 + 143.88 = 793.18 kN Ptt= 803,54 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 = 15540,13 (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{ xTổng 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: - 2,2 m Cao độ đáy bệ là : - 0.5 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: = 0.65 với khoảng cách tim đến tim bằng 2.5 lần đường kính = 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 = 1345.77 N Sức kháng mũi cọc danh định: Qp = 89.12 kN Vậy, tổng sức kháng tính toán dọc trục của nhóm cọc trong đất sét: Qg1 = n x (Qs + Qp) x = 28 x (1345,77 + 89.12) x 0.653 = 26235.53 kN Xác định Qg2 Sức kháng đỡ của phá hoại khối được xác theo công thức: Qg2 = Hình 8. Quy đổi kích thước nhóm cọc Trong đó : X : Chiều rộng của nhóm cọc X = 3.1200 + 450 = 4050 mm = 4.05 m Y : Chiều dài của nhóm cọc Y = 6.1200 + 450 = 7650 mm = 7.65 m NC : Hệ số phụ thuộc tỷ số Z/X Z : Chiều sâu của khối đất dưới bệ cọc, Z = (-2.2) – (- 30.5) = 28.3m 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+2x7650)x27800x0.0302 + 4050x7650x8.29x0.0489 = 32205420 N = 32205.42 kN Vậy, Qg= min{Qg1; Qg2} = min {26918.54; 32205.42} kN = 26918.54 kN Sức kháng dọc trục của nhóm cọc: QR = => QR =17497.05 > VC = 15540.13 (kN) => 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 2:1 theo móng tương đương như hình vẽ. Hình 9. Mô hình quy đổi sang móng tương đương Db là tính từ lớp đất chịu lực, theo tài liệu khảo sát địa chất lớp 1 là lớp xấu, chỉ có lớp 2, 3 là lớp tốt, lớp chịu lực Độ sâu bắt đầu từ lớp 2 (lớp chị lực) (tức là từ lớp tốt) là: - 11.3 m Như vậy ở đây Db= - 11.3 – (-30.5) = 19.2 m 2Db/3 = 12.8 m. Như vậy móng tương đương nằm trong lớp 2, cách đáy lớp 2 là: (15.40 - 12,8) = 2.6 m Lớp đất tính lún ở bên dưới móng tương đương, có chiều dày như hình vẽ. Hình 10. Phân chia các lớp tính lún Ứng suất có hiệu do trọng lượng bản thân các lớp đất theo chiều sâu được xác định như sau: = Trong đó : : Ứng suất tổng : Áp lực nước lỗ rỗng ứng với MNTN = 2.0 m hw : là độ sâu so với MNTN. hw= Zi + 2.0 Bảng 5: Ứng suất có hiệu các điểm do trọng lượng bản thân Điểm Trọng lượng thể tích Độ sâu Zi (m) = Zi+1-Zi (m) Ứng suất (KN/m2) Ứng suất tổng Áp lực nước lỗ rỗng Ứng suất có hiệu = A 16.3 0 0 0 19.62 19.62 0 B 16.3 11.30 11.3 184.19 203.81 130.473 73.337 C 18.8 24.10 12.80 240.64 444.45 256.041 188.409 D 18.8 25.40 1.30 24.44 468.89 268.794 200.096 E 18.8 26.70 1.30 24.44 493.33 281.547 211.783 E1 19.3 27.7 1 19.3 512.63 291.357 221.273 E2 19.3 28.7 1 19.3 531.93 301.167 230.763 E3 19.3 29.7 1 19.3 551.23 310.977 240.253 F 19.3 30.35 0.65 12.545 563.775 317.3535 246.4215 E4 19.3 30.7 0.35 6.755 570.53 320.787 249.743 E5 19.3 31.7 1 19.3 589.83 330.597 259.233 E6 19.3 32.7 1 19.3 609.13 340.407 268.723 E7 19.3 33.7 1 19.3 628.43 350.217 278213 E8 19.3 34.7 1 19.3 647.73 360.027 287.703 E9 19.3 35.7 1 19.3 667.03 369.837 297.193 E10 19.3 36.7 1 19.3 686.33 379.647 306.683 Vậy, ứng suất có hiệu tại giữa các lớp đất tính lún là: Lớp đất thứ 1: = 200.096 kN/m2 Lớp đất thứ 2: = 246.4215 kN/m2 6.1.2. Xác định ứng suất gia tăng do tải trọng ở trạng thái giới hạn sử dụng 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 : Ta có : => Hình 11. Minh họa quy đổi vùng diện tích điểm tính ứng suất có hiệu 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 = 10836.91 KN Bg: Chiều rộng trên mặt bằng của nhóm cọc. (=X) Lg: Chiều dài trên mặt bằng của nhóm cọc. (=Y) Zi : Khoảng cách từ vị trí 2Db/3 đến trọng tâm lớp đất cần tính lún Ta có bảng tính như sau : Bảng 6: Ứng suất có hiệu các điểm do tải trọng ở TTGHSD Điểm tính lún Bg (m) Lg (m) Zi (m) (Móng tương đương) (kN/m2) Tỉ lệ: C 4.05 7.65 0.00 349.78 1.86 D 4.05 7.65 1.30 226.32 1,13 E 4.05 7.65 2.60 158.99 0.75 E1 4.05 7.65 3.60 125.92 0.56 E2 4.05 7.65 4.60 102.27 0.446 E3 4.05 7.65 5.60 84.75 0.35 F 4.05 7.65 6.25 75.69 0.31 E4 4.05 7.65 6.60 71.41 0.286 E5 4.05 7.65 7.60 61.00 0.235 E6 4.05 7.65 8.60 52.72 0.196 E7 4.05 7.65 9.60 46.02 0.165 E8 4.05 7.65 10.60 40.53 0.141 E8 4.05 7,65 11.60 35.97 0.12 E9 4,05 7,65 12.60 32.14 0.105 6.1.3. Chiều sâu tính lún ( Hc ) Quy định: Chiều sâu Hc của tầng đất chịu nén tính từ đáy móng đến độ sâu mà ở đó ứng suất phụ thêm bằng 0.1 ứng suất do trọng lượng bản thân của đất Qua bảng 5 ta thấy Hc = Zi (E9) = 12.60 m 6.1.4. Xác định độ lún ổn định - Xác định OCR hay tỉ lệ: Ở đó: : Áp lực tiền cố kết ( lấy từ thí nghiệm nén cố kết ). (kN/m2) : Ứng suất có hiệu tại giữa lớp đất do trọng lượng bản thân đất gây ra. (kN/m2) Bảng 7: Tính toán tỷ số cố kết OCR Lớp đất tính lún OCR= Giữa lớp tính lún thứ 1(D) 227 200.096 1.134 Giữa lớp tính lún thứ 2(F) 356 246.422 1.445 Vì OCR ở cả 2 lớp tính lún đều lớn hơn 1, nên ta sử dụng công thức tính lún đối với trường hợp đất quá cố kết ban đầu: Trong đó: Sci: Độ lún cố kết. Hc: Chiều cao của lớp đất chịu nén. Hc = 12.60 m e0: Tỉ số rỗng tại ứng suất thẳng đứng hữu hiệu ban đầu Lớp đất tính lún thứ 1 (Lớp 2): e0=0.903 Lớp đất tính lún thứ 2 (Lớp 3): e0 =0.698 : Ứng suất hữu hiệu thẳng đứng cuối cùng tại điểm giữa lớp đất đang xét : Ứng suất có hiệu tăng thêm tại giữa lớp đất do tải trọng ngoài gây ra = Giữa lớp tính lún thứ 1: Giữa lớp tính lún thứ 2: Cc: Chỉ số nén ép được xác định từ thí nghiệm Lớp tính lún thứ 1: Cc=0.31 Lớp tính lún thứ 2: Cc=0.22 Ccr: Chỉ số nén ép lại (chỉ số nở), được xác định từ thí nghiệm Lớp tính lún thứ 1: Cr=0.043 Lớp tính lún thứ 2: Cr=0.028 Hình 12: Đường cong nén cố kết điển hình đối với đất nền quá cố kết-Quan hệ biến dạng thẳng đứng với ứng suất thẳng đứng hữu hiệu EPRI (1983) Lớp đất thứ 1: Lớp đất thứ 2: Sc2 < 0 nên ta tính theo công thức sau: => Vậy độ lún của móng là : Sc = 0.579 + 0.169 = 0.748 m = 74.8 cm 6.2. Kiểm toán chuyển vị ngang của đỉnh cọc Cách 1: Kết quả từ cách tính theo móng cọc bệ cao: Theo phương ngang cầu: ngang= 0.00 mm 38mm Theo phương dọc cầu: dọc = 0.005 m = 5 mm 38mm Cách 2: 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 *** Max dis