Tiểu luận Cọc chịu tải trọng ngang - Thi công móng giếng chìm hơi ép

= 1.3´10-4 (m) = (-16.5)´2.97´10-5 + 40.03 ´1.14´10-5= 1.9´10-4 (m) Chuyển vị ngang của đầu cọc Dnx = yox = 1.3´10-2 cm < 1cm Dny = yoy = 1.9´10-2 cm < 1cm ® Như vậy cọc thỏa điều kiện về chuyển vị ngang Kiểm tra lại chuyển vị xoay đầu cọc Với l0 = 0 yx = = 1.3´10-4 @ 0 (radian) yy = =1.9´10-4 @ 0 (radian) Þ Các giá trị chuyển vị của đầu cọc theo cả 2 phương đều gần bằng 0. Điều này nói rằng việc tính toán đã làm đúng Ví dụ 2: Phân tích cọc chịu tải trọng ngang trong đất sét yếu/dẻo dưới MNN chịu tải tĩnh theo phương pháp đường cong p-y. Lý thuyết tính toán Theo Matlock (1970) mối quan hệ tải trọng - biến dạng ngang của cọc trong vùng đất sét yếu dẻo như sau: P = 0,5Pu(Y/Yc)0,33 Trong đó: P - Phản lực của đất lên một đơn vị chiều dài cọc (N/m) hoặc (T/m) Y - Chuyển vị ngang của đoạn cọc (cm) Pu - Phản lực cực hạn của đất lên đoạn cọc ở độ sâu đang xét. Pu = NpSuB Với: Su Sức kháng cắt không thoát nước. B Đường kính hay cạnh cọc Np Lấy nhỏ nhất trong hai giá trị sau. Np = 9 Và J Hệ số phụ thuộc loại sét. Sét yếu J = 0,5 Sét dẻo J = 0,25 H Độ sâu tại phân đoạn cọc đang xét. s'vo Ứng suất hữu hiệu tại độ sâu đang xét. Yc Chuyển vị ngang của cọc khi p = 0,5Pu Yc = 2,5e50B e50 - biến dạng của đất trong thí nghiệm nén 3 trục khi ứng suất bằng 50% của ứng suất phá hoại Tính chất cơ lý của đất: Bảng các chỉ tiêu cơ lý của đất Lớp đất Loại đất Chiều dày h (m) g (kN/m3) Su (kPa) Lớp 1 Đất sét trạng thái dẻo mềm 15 14,5 15 Lớp 2 Đất sét trạng thái nửa cứng 5 19 26 Lớp 3 Đất sét trạng thái cứng ∞ 20,5 40 * Mực nước ngầm tại vị trí 0 m Thông số của cọc - Chiều dài cọc L =40 m - Chiều dài cạnh hoặc đường kính cọc B =1,0 m - Trọng lượng riêng bê tông g =25,0 kN/m3 - Mô đun đàn hồi của cọc E =29440 Mpa - Momen quán tính I =0.7854 m4 Bảng tính phản lực và chuyển vị của phân lớp: Lớp h1(m) gw(kN/m3) s'vo(kN/m2) Z(m) Su(kPa) Np Pu(kN/m) Yc(m) h1 1 4,50 4,5 0,5 15 3,55 53,3 0,050 h1 1 4,50 9,0 1,5 15 4,35 65,3 0,050 h1 1 4,50 13,5 2,5 15 5,15 77,3 0,050 h1 1 4,50 18,0 3,5 15 5,95 89,3 0,050 h1 1 4,50 22,5 4,5 15 6,75 101,3 0,050 h1 1 4,50 27,0 5,5 15 7,55 113,3 0,050 h1 1 4,50 31,5 6,5 15 8,35 125,3 0,050 h1 1 4,50 36,0 7,5 15 9,00 135,0 0,050 h1 1 4,50 40,5 8,5 15 9,00 135,0 0,050 h1 1 4,50 45,0 9,5 15 9,00 135,0 0,050 h1 1 4,50 49,5 10,5 15 9,00 135,0 0,050 h1 1 4,50 54,0 11,5 15 9,00 135,0 0,050 h1 1 4,50 58,5 12,5 15 9,00 135,0 0,050 h1 1 4,50 63,0 13,5 15 9,00 135,0 0,050 h1 1 4,50 67,5 14,5 15 9,00 135,0 0,050 h2 1 9,00 76,5 15,5 26 9,00 234,0 0,025 h2 1 9,00 85,5 16,5 26 9,00 234,0 0,025 h2 1 9,00 94,5 17,5 26 9,00 234,0 0,025 h2 1 9,00 103,5 18,5 26 9,00 234,0 0,025 h2 1 9,00 112,5 19,5 26 9,00 234,0 0,025 h3 1 10,5 123,0 20,5 40 9,00 360,0 0,025 h3 2 10,5 144,0 22 40 9,00 360,0 0,025 h3 2 10,5 165,0 24 40 9,00 360,0 0,025 h3 2 10,5 186,0 26 40 9,00 360,0 0,025 h3 2 10,5 207,0 28 40 9,00 360,0 0,025 h3 2 10,5 228,0 30 40 9,00 360,0 0,025 h3 2 10,5 249,0 32 40 9,00 360,0 0,025 h3 2 10,5 270,0 34 40 9,00 360,0 0,025 h3 2 10,5 291,0 36 40 9,00 360,0 0,025 h3 2 10,5 312,0 38 40 9,00 360,0 0,025 h3 2 10,5 333,0 40 40 9,00 360,0 0,025 Xây dựng mô hình trong SAP Chia lớp và xác định vị trí các lò xo, định vị trí các lò xo trong SAP bằng các nút. Định nghĩa đặc trưng vật liệu cho các lò xo (đường cong P-Y) theo đường dẫn như các hộp thoại bên dưới. Trong hộp thoại Link/Support Property Data ta khai báo tên vật liệu trong ô Property Name, các giá trị còn lại khai báo như trên hộp thoại. Sau đó click vào nút Modify/Show for U2 để gán giá trị đường cong P-Y. Ta copy những giá trị của đường cong P-Y đã được lập sẵn bên Excel vào mục Multi-Linear Force-Deformation Definition. Click Ok . Tương tư ta nhập giá trị vật liệu cho các lò xo khác. Gán các lò xo tương ứng vào vị trị các nút. Sau khi gán xong các lò xo vào các nút, ta được sơ đồ như sau. Tạo các liên kết đầu cọc và chân cọc (Trường hợp đầu cọc, chân cọc tự do). Định nghĩa tải trọng và đặt tải trọng ngang. Vào Define " Load cases để địng nghĩa tải trọng. Click chọn điểm đầu, sau đó vào Assign " Joint Loads để khai báo tải trọng. Q0 = 100 kN Định nghĩa Analysis cases. Vào Define " Analysis cases " Add new cases, sau đó khai báo như hộp thoại sau: Trong Load Application chọn Modify/show rồi chọn theo hộp thoại sau. Trong Results saved chọn Modify/show rồi chọn theo hộp thoại sau. Chạy phép phân tích. Vào Analyze " Set Analysis Option. Chọn nút , xuất hiện hộp thoại chọn Run now để chạy chương trình. Xuất kết quả. Sơ đồ vị trí nút và lò xo. Chuyển vị và góc xoay tại vị trí đầu cọc và chân cọc (đơn vị tính chuyển vị là m). Biểu đồ mô men và lực cắt của cọc. Phản lực của đất lên cọc thông qua các hệ số lò xo. Chương 4: TƯỜNG VÂY – CÁC BIỆN PHÁP HẠN CHẾ CHUYỂN VỊ NGANG CHO TƯỜNG VÂY 4.1 Các dạng tường vây: Có 2 loại tường vây chính sử dụng trong hố đào sâu và có thể chia theo vật liệu được sử dụng: 1. Tường thép chế tạo sẵn: cọc ván thép, tường cọc thép hình Tường cọc ván thép Tường cọc thép hình 2. Tường vây BTCT đổ tại chỗ: tường cọc nhồi và tường vây Barrette. Tường cọc nhồi Tường cọc Barrette 4.2. Giải pháp hạn chế chuyển vị ngang cho tường vây: 1. Chống đỡ bằng thép Hệ thống chống đỡ bằng thép là hệ thống phổ biến hỗ trợ thi công theo phương pháp từ dưới lên. Thông thường tầng hầm chiếm hết diện tích công trình và hệ thống này được sử dụng khi kết cấu tạm không được phép nhô ra ngoài phạm vi công trường. 2. Hệ thống neo tiền áp Hệ thống neo có ưu điểm tạo ra không gian rộng rãi trong hố đào, phương án này rất phù hơp với cộng trình vượt nhịp lớn và quá lớn đối với giằng thép. Neo tiền áp cũng giúp kiểm soát tốt biến dạng tường vây. 3. Sàn vĩnh cửu Trong phương pháp thi công từ trên xuống, sàn vĩnh cửu trở thành giằng chống cho tường vây. 4. Khuôn giếng tròn đường kính lớn Khuôn giếng tròn đường kính lớn thường được cấu tạo bằng các tấm tường vây bố trí theo chu vi đường tròn. Nó tận dụng hiệu ứng vòm cho phép tự chống đỡ khi đào, vì vậy không cần hệ chống đỡ bên trong. 4.3. Giá trị khống chế thiết kế và giám sát biến dạng ngang của tường vây Cấp công trình hố đào Chuyển vị lớn nhất đỉnh tường Chuyển vị lớn nhất thân tường Trị giám sát khống chế Trị thiết kế Trị giám sát khống chế Trị thiết kế Công trình cấp 1 3 5 5 8 Công trình cấp 2 6 10 8 12 Trong thi công, tùy theo tầm quan trọng của công trình, đơn vị tư vấn thiết kế chỉ định giá trị chuyển vị, gọi là giá trị thiết kế và xem chúng là giá trị giới hạn. Đề an toàn, còn có giá trị giám sát khống chế, xem chúng là ngưỡng cảnh báo, nếu số liệu quan trắc thi công đạt ngưỡng này thì cần tăng gấp đôi tần suất quan trắc để phát hiện xu hướng phát triển của chuyển vị tường vây. Nếu chuyển vị nói trên vượt quá giá trị giám sát khống chế và có khả năng gần với giá trị giới hạn thì nhà thầu lập tức dừng mọi hoạt động xây lắp và thông báo ngay cho chủ đầu tư, triển khai biện pháp phòng ngừa. Chỉ khi số liệu đạt ổn định mới tiếp tục thi công. Chương 5: SỰ CỐ CÔNG TRÌNH VÀ BÀI HỌC KINH NGHIỆM 5.1. Sự cố cao ốc WASECO (Tháng 9/2010) a. Quy mô công trình Công trình bao gồm 2 tầng hầm, 1 trệt và 12 lầu. Diện tích khu đất 12000m2, hầm mở hết ranh và thi công một lần. b. Mô tả sự cố Tường vây của tầng hầm có 2 đoạn 0.6mx3m ở bên dưới và 0.3mx12m ở bên trên. Mũi của tường vây vẫn còn nằm trong tầng cát, có nước ngầm. Giải pháp thi công là đào từ trên xuống. Quá trình thi công được thực hiện trong mùa mưa và việc bơm nước ngầm lại hoản toàn phụ thuộc vào hệ thống thoát nước khu vực, do đó áp lực áp lực đất - nước tác dụng lên vách tầng hầm tăng lên, trong khi đó hệ giằng chống lại quá thưa. Kết quả chuyển vị lớn nhất ở đỉnh tường ~ 1.5m. Do không có công trình lân cận nên nên sự cố chủ yếu ở tầng hầm công trình, giai đoạn thi công. c. Giải pháp khắc phục Chống đỡ phần tường vây đã đào bằng hệ chống xiên và tăng cường hệ Shoring kiên cố hơn để trong mùa mưa áp lưc đất - nước không gây thêm sự cố. 5. 2. Bài học kinh nghiệm Tư vấn thiết kế không đủ kinh nghiệm, thiết kế tiết kiệm, tường vây có chiều dày và độ sâu không phù hợp, mũi chạm vào tầng cát thô, kết hợp với địa tầng của khu vực Tp. Hồ Chí Minh có mực nước ngầm rất cao (0.5 - 4.0m), nên khi có nhiều tầng hầm, phải đào rất sâu. Mực nước ngầm lớn kết hợp với thi công vào mùa mưa (tháng 4-tháng 10 hàng năm) nếu có hệ thống giằng chống yếu sẽ dễ gây ra sự cố. Giải pháp "bơm trả" một phần (khoảng 40% - 60%) lượng nước ngầm vào diện tích lân cận sẽ giúp tránh được sự cố khi nước ngầm mất quá nhanh, dẫn đến việc áp lực chủ động đất xung quanh tường vây tăng lên. Hệ thống giằng chống thép (Shoring và Kingpost) phải được thiết kế đảm bảo an toàn, không thể tiết kiệm. Phải được xác định bằng tính toán cẩn thận và khi mặt bằng đào móng rộng, phải có giải pháp thi công cuốn chiếu phù hợp. Ngoài ra, có thể dùng cọc xi-măng đất để gia cố đất nền xung quanh, hạn chế chuyển vị ngang tường vây. PHẦN 2 MÓNG GIẾNG CHÌM Chương 1: MỞ ĐẦU Mục đích của đề tài nghiên cứu/ đặt vấn đề nghiên cứu: Móng giếng chìm là loại được sử dụng rất lâu đời trong ngành xây dựng. Trong ngành xây dựng cầu giếng chìm là loại đã được sử dụng tương đối phổ biến trên thế giới. Ở Việt Nam, công nghệ móng giếng chìm chỉ được ứng dụng rất hạn chế ở một số công trình lớn như dự án Cầu Bãi Cháy (Hạ Long, Quảng Ninh) và dự án Cầu Thuận Phước (Đà Nẵng). Người ta thường sử dụng móng giếng chìm khi tầng đất yếu lớn vì nếu dùng giải pháp móng cọc sẽ có nhiều mối nối cọc hoặc khi tầng đất tốt ở độ sâu từ 5m trở lên vì nếu dùng giải pháp móng nông công tác đào đất sẽ gặp khó khăn, nếu dùng móng cọc thường không đủ độ sâu để đảm bảo vững chắc. Móng giếng chìm có ưu điểm cấu tạo đơn giản, tiết diện lớn, có thể chịu tải lớn, có thể hạ sâu trung bình từ 5m-20m, thậm chí có thể đến 70m dưới mặt đất. Khi thiết kế nền móng, nhiệm vụ người thiết kế phải đưa ra và lựa chọn các phương án nền móng khác nhau như : móng nông trên nền thiên nhiên hay nhân tạo, phương án móng cọc BTCT, cọc khoan nhồi, hay phương án móng giếng chìm. Tùy đặc điểm, quy mô, tính chất công trình và dựa vào chỉ tiêu kinh tế kỹ thuật, thời gian thi công mà đề xuất phương án hợp lý. Móng giếng chìm có những lợi thế rất lớn về khả năng chịu tải lớn, vững chắc, ít tác động đến môi trường thiết bị thi công đơn giản và thời gian thi công có thể được rút ngắn. Móng giếng chìm được sử dụng khá phổ biến ở Trung Quốc, các quốc gia thuộc Liên Xô cũ và ở Mỹ. Tuy nhiên khả năng ứng dụng tại Việt Nam như tác giả đề cập là còn hạn chế, các kỹ sư Việt Nam ít có điều kiện tiếp xúc và có rất ít kinh nghiệm về giải pháp móng này, Trong xây dựng nền móng công trình cầu thì phương án móng cọc BTCT hay cọc khoan nhồi vẫn luôn là giải pháp được lựa chọn hàng đầu. Đề tài này sẽ nghiên cứu đánh giá cụ thể hơn về những ưu nhược của giải pháp móng giếng chìm, nêu ra nguyên lý tính toán, biện pháp thi công và hiệu quả áp dụng giải pháp móng giếng chìm tại Việt Nam. Ý nghĩa khoa học và tính thực tiễn của đề tài: Xuất phát từ sự thành công khi áp dụng giải pháp móng giếng chìm ở 2 dự án cầu Bãi Cháy và dự án Cầu Thuận Phước. Tác giả nhận thấy cần thiết phải có những nghiên cứu và hiểu biết sâu hơn về giải pháp móng giếng chìm. Kết quả nghiên cứu của nhóm từ đề tài này sẽ giúp cho các kỹ sư nền móng có những hiểu biết sâu sắc hơn về giải pháp móng giếng chìm. Đồng thời có thêm sự lựa chọn một phương án móng phù hợp với điều kiện địa chất và khả năng thi công nhằm mang lại những hiệu quả kinh tế. 3. Phương pháp nghiên cứu: - Nghiên cứu lý thuyết tổng quan về giải pháp móng giếng chìm/giếng chìm hơi ép. - Công nghệ thi công móng giếng chìm/ giếng chìm hơi ép từ công trình trên thế giới (Tacoma Bridge- USA) và áp dụng tại Việt Nam. - Nêu ra nguyên lý, phương pháp tính toán thiết kế cho giải pháp móng giếng chìm. - Ứng dụng tính toán cho giải pháp móng giếng chìm. 4. Phạm vi nghiên cứu của đề tài : Trong thời lượng của môn học, đề tài sẽ không thể nêu ra giải pháp tính toán thiết kế, thi công cụ thể cho từng loại móng giếng chìm (móng giếng chìm hộp, móng giếng chìm hở, móng giếng chìm hơi ép). Phần nghiên cứu tổng quan : sẽ tổng kết lại những đặc điểm, nguyên lý cấu tạo của loại móng giếng chìm. Nêu lên một số kết quả nghiên cứu trong và nước Đồng thời, sẽ nêu cụ thể biện pháp thi công cho giải pháp móng giếng chìm, đánh giá các thuận lợi và biện pháp khắc phục những khó khăn, các tác động nguy hiểm. Tổng hợp những hình ảnh minh họa cụ thể từ các công trình thực tế trong và ngoài nước. Phương pháp tính toán thiết kế móng giếng chìm : sẽ chia làm hai phần chủ yếu: Tính toán bản thân giếng dưới tải trọng thi công. Tính toán ổn định móng dưới tải trọng sử dụng. Áp dụng tính toán cho bộ phận công trình cụ thể (tính giếng chìm hoặc tường vây) bằng phương pháp PTHH (sử dùng PM Plaxis, Sap..) Chương 2:TÍNH TOÁN THIẾT KẾ MÓNG GIẾNG CHÌM Tính giếng chìm dưới tải trọng thi công: 1.1 Kiểm tra trọng lượng tối thiểu của giếng để khắc phục lực ma sát: Trọng lượng của giếng khi thiết kế tối thiểu phải đảm bảo điều kiện sau: (4.1) Trong đó : Q - Trọng lượng giếng tính với hệ số vượt tải n=0.9 T – Lực ma sát xung quanh giếng Lực ma sát T được xác định theo công thức sau: (4.2) Trong đó: fi – Lực ma sát đơn vị của lớp đất thứ i ui – chu vi giếng đoạn tương ứng với lớp đất thứ i hi – chiều dày lớp đất thứ i Chú ý : Khi hạ giếng không hút nước thì trọng lượng giếng phải trừ đi lực đẩy nổi của nước Lực ma sát của đất có thể tham khảo theo bảng sau : Tên đất Giá trị fi (T/m2) Đất cát 1.2 – 2.5 Đất sỏi sạn 1.5 – 3.0 Đất sét 2.5 – 5.0 1.2 Kiểm tra năng lực kéo đứt của giếng : Khi thi công giếng qua các lớp đất có độ cứng khác nhau,tầng trên là lớp đất tốt, tầng dưới là lớp đất yếu. Nếu đất dưới chân đã đào hết mà giếng không bị trụt thì giếng ở trạng thái treo. Hình 4.1 Giếng chìm hạ qua các lớp đất độ cứng khác nhau Giả sử giếng bị lớp đất bên trên có chiều dày h1 giữ chặt, khi đó xảy ra điều kiện: (4.3) Trong đó : q – trong lượng 1m giếng theo chiều cao. f1 – Trọng lượng lực ma sát đơn vị của lớp đất phía trên. f2 – Trọng lượng lực ma sát đơn vị của lớp đất phía dưới.( f2< f1) Từ (4.3) ta suy ra giá trị lớn nhất của x : (4.4) Nội lực kéo lớn nhất trong tiết diện ngang của giếng ở độ sâu h1, có thể tính như sau: (4.5) Từ nội lực S sẽ tính ra diện tích cốt thép cần thiết bố trí thẳng đứng xung quanh giếng theo chu vi. 1.3 Kiểm toán ứng suất trong tường đoạn giếng dưới cùng: Đoạn giếng cuối cùng là đoạn đúc đầu tiên. Thông thường, chiều cao của đoạn này lấy bằng 0.8b (b – chiều rộng tiết diện ngang của giếng của giếng). Đoạn này không nên đúc quá cao dễ làm cho nền bị lún và giếng có thể mất ổn định. Trong quá trình tháo ván khuôn và bắt đầu hạ giếng, giếng có thể làm việc theo một số sơ đồ bất lợi như sau: Theo chiều rộng b của tiết diện coi đoạn giếng này như 1 dầm giản đơn chịu tải trọng phân bố đều do trong lượng bản thân các tường ngang Theo chiều dài a của tiết diện nếu hạ giếng có hút nước ta có thể khống chế trình tự đào, do đó làm cho giếng luôn luôn chịu lực theo một sơ đồ nhất định. Trường hợp này thường giả định giếng chịu lực như 1 dầm có 2 mút thừa, gối tựa nằm trên khoảng cách thế nào để mô men âm và mô men dương tương đương (hình vẽ). Khi tỷ lệ hai cạnh a/b ³1.5 thường khoảng cách 2 gối là 0.7a. Dầm chịu tải trọng rải đều là trọng lượng bản thân tường của tường a và các lực tập trung do trọng lượng của tường ngang sinh ra. Chú ý trọng lượng bản thân giếng có xét đến hệ số vượt tải n=1.1 Hình 4.2 Sơ đồ chịu tải bất lợi đoạn giếng dưới cùng Hình 4.3 Sơ đồ chịu tải bất lợi đoạn giếng dưới cùng 1.4 Tính toán kiểm tra chân giếng: Gọi bộ phận chân tường ngoài của giếng có mặt trong vát ngiêng có chiều cao h là chân giếng. Khi chịu tác dụng áp lực ngang do đất và nước có thể có hai sơ đồ chịu lực như sau: Thứ nhất : chân giếng xem như một dầm mút thừa bị uốn bởi mô men nằm trong các mặt phẳng thẳng đứng Thứ hai : chân giếng làm việc như một khung kín dưới tác dụng của các mô men trong mặt phẳng nằm ngang a) Trường hợp 1: Giếng hạ đến độ sâu thiết kế, đất dưới chân giếng bị đào hết, dưới tác dụng của áp lực đất và nước chân giếng có xu hướng bị uốn vào phía trong. Giếng hạ đến độ sau thiết kế, đất chân giếng đào hết, chân giếng bị uốn vào phía trong giếng, lúc đó trọng lượng giếng được cân bằng bởi lực ma sát xuất hiện ở mặt ngoài của giếng. Momen uốn tại tiết diện a-a được xác định theo công thức. Hình 4.4 Ea: áp lực đất chủ động, không kể lực dính c. En: áp lực ngang của nước. hệ số vượt tải của áp lực đất. Áp lực ngang trên 1m chu vi của giếng ở độ sâu y kể từ mặt nước thi công sẽ là: (4.6) Khi hạ giếng có hút nước trong đất không thấm nước: (4.7) Khi hạ giếng không hút nước: (4.8) Trong đó: py : áp lực ngang toàn bộ ở độ sâu y pdy : áp lực đất ở độ sâu y pny : áp lực nước ở độ sâu y : trọng lượng riêng của đất : trọng lượng riêng đẩy nổi của đất, : góc ma sát trong của đất Để tính giá trị Py-max khi tính áp lực đất nên nhân với hệ số vượt tải n= 1.2, và góc ma sát trong : . Ngoài áp lực ngang trên mặt ngoài chân giếng còn chịu lực ma sát T1 do đất dưới chân giếng đã đào hết mà giếng không tụt xuống nên lực T1 giả thiết phân bố đều và tính như sau: (4.9) Trong đó : Q- trọng lượng của giếng tính với hệ số vượt tải n=0.9 và có tính đến áp lực đẩy nổi nếu hạ giếng không hút nước. b) Trường hợp 2: Giả thiết giếng mới hạ đến một nửa độ sâu thiết kế bên trên mặt đất đã đúc thêm một đoạn cao từ 4-6m, chân giếng lún sâu vào đất 1m (hình vẽ) Hình 4.5 Giếng hạ đến ½ Htk Dưới tác dụng của áp lực đất và nước, chân giếng sẽ có khả năng bị uốn ra phía ngoài. Áp lực ngang tác dụng lên chân giếng tính theo các công thức trong mục a), để giàm áp lực ngoài nên dùng hệ số vượt tải n=0.9 và . Đồng thời đảm bảo điều kiện tổng áp lực đất và nước không lớn hơn 70% giá trị áp lực thủy tĩnh. Từ công thức (4.6) và (4.8) thay giá trị y tương ứng là H/2 và (H/2 – hc), ta được các giá trị : , và , (hình vẽ) Hình 4.6 Mô hình tính toán giếng trong trường hợp giả thiết 2 Chân giếng còn chịu tác dụng các lực ma sát và phản lực đất từ phía dưới cũng như từ bên trong: - Lực ma sát mặt ngoài của phần giếng nằm trong đất theo kinh nghiệm thiết kế thường giả thiết lấy bằng 50% áp lực chủ động của đất và không lớn hơn lực ma sát T2 tính theo công thức 4.10 ở dưới. Lực ma sát trên 1m chu vi mặt ngoài giếng (T2) tính như sau: (4.10) Trong đó : - : trọng lượng riêng và góc ma sát trong của đất - H1 : một nửa độ sâu thiết kế , khi tính T2 thì trọng lượng đơn vi của đất nên dùng với hệ số vượt tải n=0.9 và xét đến lực đẩy nổi, Lực ma sát mặt ngoài chân giếng là T2c và giả thiết là ma sát phân bố đều theo mặt ngoài giếng, do đó: (4.11) Phản lực thẳng đứng trên 1m chu vi chân giếng (V): , Q’: trọng lượng của bộ phận giếng nằm trong đất và đoạn đổ thêm phía trên chia cho chu vi giếng. T2 : lực ma sát trên 1m chu vi mặt ngoài giếng tính theo công thức trên Hợp lực dưới mặt đáy chân giếng (V) có thể tính đơn giản như sau: V= V1 +V2 Đồng thời giả thiết biểu đồ phân bố phản lực dưới chân giếng là hình thang như H 4.5 nên ta có : , Từ 2 phương trình trên ta tính ra : Do giả thiết chân giếng lún vào đất 1m, trên mặt ngiêng của chân sẽ có tác dụng một phản lực thẳng góc với mặt đó, đồng thời trên mặt này có lực ma sát giữa đất và chân giếng. Gọi R là phản lực thẳng góc với mặt nghiêng và gọi là góc ma sát giữa đất và vật liệu làm giếng, do đó lực ma sát trên góc nghiêng là Gọi R’ là hợp lực của R và , chính là phản lực toàn bộ lên mặt nghiêng chân giếng Như vậy chúng ta đã xác định được các lực tác dụng lên chân giếng, xem chân giếng là dầm ngàm chặt ở mặt I-I, từ đó tính toán giá trị nội lực và thiết kế cốt thép. Với TH1 ta dùng nội lực là mô men uốn M1 để thiết kế cốt thép đứng phía ngoài .Với TH2 ta dùng nội lực mô men uốn M2 để thiết kế cốt thép đứng phía trong . Hình 4.7 Bố trí cốt thép chân giếng 1.5 Tính toán tường (thành/ vách) giếng: Tường giếng của các đoạn giếng phía trên chịu lực theo sơ đồ khung nằm ngang là chủ yếu. Tìm nội lực phát sinh ra trong khung rồi từ đó xác định số lượng các cốt thép ngang bố trí trong các đoạn tường. Đoạn trên chân giếng chịu bất lợi nhất. Tính đoạn trên chân giếng thường lấy 1 khoanh giếng có chiều cao bằng hi (có thể lấy bằng chiều dày của tường ngoài ). Xem nó như 1 khung dưới tác dụng của áp lực đất và nước nằm ngang rải đều p như hình vẽ sau: Hình 4.8 Tải trọng tác dụng lên thành giếng Hình 4.9 Sơ đồ tính toán tường giếng Mỗi khoanh chịu tải trọng phân bố đều xung quanh qi: (4.12) Trong đó : - hi : chiều dày khoanh giếng - : cường độ áp lực đất và nước mép trên và mép dưới khoang giếng. Cường độ áp lực chủ động của đất xác định theo công thức Trong đó : - trọng lượng riêng của đất - khoảng cch từ điểm tính đến mặt đất - góc ma sát trong của đất Tính cốt thép ngang trong tường của đốt giếng phía trên người ta thường dựa vào khoanh dưới cùng của đốt đó, lấy chiều cao bằng 1 m để bố trí cốt thép cho cả đốt. Tính khung giếng dưới tác dụng của áp lực đất phân bố đều chung quanh dựa vào phương pháp trong cơ học kết cấu, có thể dùng các bảng lập sẵn. 1.6 Tính lớp bê tông bịt đáy: Lớp bê tông bịt đáy ta tính như một bản kê bốn cạnh tại giữa phần xiên chân giếng. tải trọng tác dụng lên lớp bê tông bịt đáy (không kể trọng lượng các kết cấu bên trên) Chiều dày của lớp bê tông bịt đáy tính như sau: (4.12) Với : - k : hệ số an toàn - : ứng suất kéo cho phép khi uốn - M : moment uốn trên 1 m dài của lớp bê tông bịt đáy Tấm đáy của giếng tính như một bản kê bốn cạnh có gối tựa 2 đầu tải trọng tác dụng lên tấm đáy có kể đến trọng lượng của các kết cấu đặt bên trên. sau khi có được moment ta tính và bố trí thép cho đáy. Tính giếng chìm dưới tải trọng thi công: 2.1 Giả thiết tính toán: Đất làm việc như vật thể đàn hồi Nền đất dạng Winkler, đặc trưng bởi hệ số nền c biến đổi bậc nhất theo độ sâu. Hệ số nền theo phương thẳng đứng: ch = mh Hệ số nền theo phương ngang: cz = mz Giếng chìm là kết cấu chịu lực theo không gian, ở đây ta mô hình theo bài toán phẳng. vì vậy theo tài liệu của Zavriev, kích thước tiết diện giếng phải được quy đổi thành 1 thanh tiết diện hình chữ nhật có bề rộng tính toán att, là cạnh thẳng góc với mặt phẳng tác dụng của lực. att = km(a+1) Trong đó: a là cạnh của giếng thẳng góc với mặt phẳng tác dụng của lực. km là hệ số xét đến ảnh hưởng của hình dạng giếng Bảng 4.1 Bảng tra hệ số km 2.2 Tính toán giếng chìm theo trạng thái giới hạn 1 Giả thiết giếng chìm là vật thể tuyệt đối cứng, bỏ qua biến dạng so với chuyển vị khi chịu tải trọng bản thân. Theo Silin và Zavriev thì móng tuyệt đối cứng khi đảm bảo: (4.13) Trong đó: h là độ sâu chôn móng kể từ mặt đất sau khi xói lở. , Giả sử góc xoay w tại một điểm ở độ sâu z sẽ có chuyển vị ngang: Khi giếng xoay thì đất ở mặt bên sinh ra phản lực: Đất ở đáy giếng cũng sinh ra ứng suất: Áp lực ngang tác dụng: Hình 4.10 Mô hình tính toán giếng chìm theo TTGH1 Ứng suất dưới đáy móng: Tổng ứng suất dưới đáy móng: (4.14) Với : ; 2.3 Tính toán giếng chìm theo trạng thái giới hạn 2 Chuyển vị ngang (4.14) Trong đó: - k1, k2 : là các hệ số xét đến độ cứng hạn chế của giếng và thân trụ. - l0 : là khoảng cách từ mặt đất đến đỉnh trụ - tgw : là góc xoay của giếng - d : là biến dạng đàn hồi của đỉnh trụ do coi đoạn l0 là một thanh ngàm tại mặt đất. - l : là chiều dài nhịp ngắn hơn trong 2 nhịp gác lên trụ. Tính độ lún: Tính lún theo phương pháp lớp tương đương hay phương pháp tổng phân tố. Độ lún móng phải đảm bảo các điều kiện sau : (4.16) ) (4.17) Chương 3: THI CÔNG MÓNG GIẾNG CHÌM HƠI ÉP Đặc điểm cấu tạo móng giếng chìm hơi ép Móng giếng chìm hơi ép ( Pneumatic caisson) là loại móng giếng chìm trong thi công hạ giếng sử dụng khí nén bơm ép đẩy nước ra ngoài làm khô khu vực đào lấy đất ở dưới đáy giếng. Sơ đồ nguyên lý để tính áp suất khí nén cung cấp vào trong giếng chìm để đẩy ép nước ra khỏi khoang giếng ta lấy ví dụ một cái cốc úp ngược xuống mặt nước và dìm sâu xuống một độ sâu là d. Nếu cốc kín đáy, một lượng nước sẽ dâng lên chiếm chỗ một khoảng dưới đáy cốc sao cho áp suất không khí trong phần còn lại bị nén cân bằng với áp lực thủy tĩnh pw1.Để đẩy hết nước ra khỏi cốc cần nén một lượng khí nén đúng bằng thể tích cốc và áp suất tương ứng với chiều cao cột nước tính từ mặt nước đến đáy cốc. Trong trường hợp cốc kín đáy: Trường hợp ép khí nén vào trong cốc: trong đó : d- chiều sâu tính từ cao độ mặt nước đến đáy cốc tính bằng ( m). Để vận dụng nguyên lý trên, cấu tạo của móng giếng chìm hơi ép khác so với móng giếng chìm ở chỗ bổ sung thêm một tấm