Kiểm tra xuyên thủng (Theo TCVN 5574-20012)
Bạn đang xem bản rút gọn của tài liệu. Xem và tải ngay bản đầy đủ của tài liệu tại đây (4.37 MB, 306 trang )
α=1, hệ số đối với bê tông nặng.
Rbt=1.05Mpa .
um: giá trị trung bình của chu vi đáy trên và đáy dưới của tháp nén thủng.
um= 2(hc+bc+2c), c1=0.55 m, c2 =1.85 m,c3=1.09m: chiều dài hình chiếu của
mặt bên tháp nén thủng lên phương ngang.
ho=h – a=2.3 m.
Do đó: Pxt < Pcx , thỏa mãn chống xuyên thủng đầu cọc.
49200
2000
45
°
Hình 7.16 Hình tháp xuyên thủng tháp lõi thang máy
7.2.6. Tính toán kết cấu đài
Là một tấm (đài cọc) gối trên hệ các lò xo, tại vị trí các đầu cọc. Độ cứng của lò xo
được tính toán một cách gần đúng.
Trình tự thực hiện các bước như sau:
Bước 1: Xuất dữ liệu từ ETABS V9.7 sang Safe V12.2.0
Từ ETABS: vào file → export → Save story as Safe.f2k.text.flie.. →
217
Hình 7.17 Xuất mô hình từ Etabs sang Safe
218
Hình 7.18 Lựa chọn tầng và các trường hợp tải trọng
=> Lựa chọn nội lực tại tầng Base và các trường hợp tải trọng, sau đó ấn ok và lưu
tên.
Bước 2: Mở chương trình SAFE V12.2.0, vào File → import → tìm đến file vừa xuất từ
Etabs
Bước 3: Định nghĩa vật liệu, tiết diện
219
Hình 7.19 Khai báo vật liệu và tiết diện của đài
Tính toán khai báo độ cứng của cọc:
với P: tải trọng thiết kế P= 5699(KN)
s: chuyển vị giả thuyết của cọc đơn.
S = S1 + S2 + S3
Độ lún S1 do biến dạng thân cọc
Trong đó:
Qap = 2014.9 (KN) : lực cho phép đất nền dưới mũi cọc (Lấy theo phụ lục B).
Qas = 3983.5(KN): lực ma sát cho phép xung quanh cọc (Lấy theo phụ lục B).
A=0.5024(m2) diện tích tiết diện ngang thân cọc.
L=49.2m: chiều dài cọc.
E= 30e6 (KN/m2) modun đàn hồi vật liệu làm cọc.
hệ số phụ thuộc dạng phân bố lực ma sát giữa cọc và đất.
Độ lún S2 do biến dạng của đất:
220
modun đàn hồi đất trong chiều dài cọc
Trong đó:
Ap: diện tích truyền lực của Qap
v=0.5 hệ số poisson.
D=0.35 cạnh của cọc
Hệ số phụ thuộc vào tiết diện cọc
Độ lún S3 do dịch chuyển theo phương thẳng đứng của đất do lực ma sát và lực bên của
cọc
Trong đó: Is hệ số ảnh hưởng , lấy theo đề nghị Vesic.
Tổng chuyển vị của cọc đơn: S=0.0104+0.049+3.7*10-3 = 0.0631(m)
Vậy hệ số gán vào trong mô hình: k=5699.3/0.0631=90322(KN/m).
221
Hình 7.20 Khai báo độ cứng K gán vào cọc
Chia đài cọc thành các dải trên cột và dải giữa nhịp
Bề rộng dải cột theo cả 2 phương là :
Bề rộng dải giữa nhịp theo cả 2 phương là :
Chạy mô hình.
Xuất kết quả chuyển vị từ safe tại các điểm nút:
222
Bảng 7.12 Kết quả chuyển vị cọc từ SAFE
POINT
TEXT
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
COMBO
Uz(m)
COMBbao
COMBbao
COMBbao
COMBbao
COMBbao
COMBbao
COMBbao
COMBbao
COMBbao
COMBbao
COMBbao
-0.03837
-0.05
-0.04702
-0.05009
-0.05003
-0.05015
-0.03955
-0.04707
-0.04702
-0.04742
-0.0413
POINT
TEXT
12
13
14
15
16
17
18
19
20
21
COMBO
Uz(m)
COMBbao
COMBbao
COMBbao
COMBbao
COMBbao
COMBbao
COMBbao
COMBbao
COMBbao
COMBbao
-0.04291
-0.05009
-0.05003
-0.05016
-0.04708
-0.04702
-0.04742
-0.03955
-0.0413
-0.04291
Giá trị chuyển vị trung bình: Stb=
Kết luận: Giá trị chuyển vị cọc giả thuyết và kết quả chuyển vị thật từ mô hình tính
toán gần giống nhau. Do đó ta có thể sử dụng nội lực từ mô hình để tính toán cốt thép cho
đài.
Vị trí các điểm nút xuất từ SAFE:
Hình 7.21 Vị trí các điểm nút từ SAFE
Xuất phản lực đầu cọc tại vị trí các điểm:
223
Bảng 7.13 Phản lực đầu cọc từ SAFE
Kiểm
POINT
TEXT
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
COMBBO
COMB21
COMB13
COMB14
COMB13
COMB13
COMB17
COMB19
COMB14
COMB14
COMB18
COMB12
P(KN)
3465.57
4515.842
4247.133
4524.104
4518.733
4530.043
3572.039
4251.861
4246.657
4282.896
3729.962
POINT
tra
Thỏa
Thỏa
Thỏa
Thỏa
Thỏa
Thỏa
Thỏa
Thỏa
Thỏa
Thỏa
Thỏa
TEXT
12
13
14
15
16
17
18
19
20
21
COMBBO
COMB12
COMB13
COMB13
COMB15
COMB14
COMB14
COMB16
COMB19
COMB11
COMB11
P(KN)
3875.612
4524.137
4518.8
4530.145
4251.893
4246.723
4282.996
3572.072
3730.029
3875.714
Kiểm tra
Thỏa
Thỏa
Thỏa
Thỏa
Thỏa
Thỏa
Thỏa
Thỏa
Thỏa
Thỏa
Kết luận : Kết quả giá trị phản lực Fz(KN)< Qa(KN) đều thỏa. Đồng thời cho thấy,
tổ hợp cho được giá trị phản lực đầu cọc xuất từ SAFE và tính toán bằng tay đều giống
nhau COMBO15.
Kết quả biểu đồ momen theo các dãy đã chia:
Hình 7.22 Biểu đồ momen theo phương X: Combomax
224
Hình 7.23 Biểu đồ momen theo phương X: Combomin
Hình 7.24 Biểu đồ momen theo phương Y Combomax
225
Hình 7.25 Biểu đồ momen theo phương Y: Combomin
Tính toán cốt thép cho đài
Vật liệu sử dụng
Bê tông B25 có Rb = 14.5 MPa = 14500 kN/m2
Φ < 10Thép AI có Rsc = Rs = 225 MPa = 225000 kN/m2
Φ ≥ 10Thép AIII có Rsc = Rs = 365 MPa = 365000 kN/m2
Công thức tính toán
Thép lớp dưới
Hđài = 2.5(m), lớp bê tông bảo vệ a = 0.2 (m), suy ra ho = 2.5– 0.2= 2.3 (m)
Bảng 7.14 Tính thép lớp dưới theo phương X móng thang
M
b
(KN.m)
(m)
3350.9
1.2
Momen max
h0
a(m
(m)
2.3
)
0.2
As (cm2)
40.66
Thép bố
Khoảng cách
Asbt
trí
Ф28
(mm)
140
(cm2)
43.96
Bảng 7.15 Tính thép lớp dưới theo phương Y móng thang
M
b
h0
a(m
(KN.m)
4055.45
(m)
1.2
(m)
2.3
)
0.2
As (cm2)
49.42
Thép bố
Khoảng cách
Asbt
trí
Ф28
(mm)
100
(cm2)
61.54
Theo lớp trên
226
Hðài = 2 (m), lớp bê tông bảo vệ a = 0.2 (m), suy ra ho = 2- 0.2 = 1.8 (m)
Bảng 7.16 Tính thép lớp trên theo phương X móng thang
M
b
(KN.m)
(m)
-1527.7
1.2
Momen max
h0
a(m
(m)
2.3
)
0.2
As (cm2)
18.35
Thép bố
Khoảng cách
Asbt
trí
Ф18
(mm)
100
(cm2)
25.43
Bảng 7.17 Tính thép lớp dưới theo phương Y móng thang
M
(KN.m)
-337.11
b (m)
1.2
h0
a(m
As
Thép bố
Khoảng cách
Asbt
(m)
2.3
)
0.2
(cm2)
4.02
trí
Ф16
(mm)
200
(cm2)
10.05
227
