Thiết kế chung cư phú thiện đồ án tốt nghiệp ngành công nghệ kỹ thuật công trình xây dựng

TỔNG QUAN KIẾN TRÚC CÔNG TRÌNH

GIỚI THIỆU CÔNG TRÌNH

1.1.1 Mục đích xây dựng công trình

Việt Nam đang trên đà phát triển mạnh mẽ, khẳng định vị thế trong khu vực và quốc tế Để duy trì và nâng cao khả năng cạnh tranh, việc cải thiện an sinh xã hội và tạo việc làm cho người dân là rất quan trọng Trong số đó, nhu cầu về chỗ ở là một trong những ưu tiên hàng đầu cần được chú trọng.

Công trình CHUNG CƯ PHÚ THIỆN được thiết kế hiện đại và sang trọng, đáp ứng đầy đủ tiện nghi cho cư dân Mọi không gian trong khu nhà đều được tối ưu hóa công năng sử dụng, kết hợp hài hòa với thiên nhiên, phù hợp cho nhu cầu sinh sống, giải trí và làm việc.

Hình 1 1: Phối cảnh dự án và vị trí công trình

Quảng Nam có khí hậu nhiệt đới với hai mùa chính là mùa mưa và mùa khô, chịu ảnh hưởng của gió lạnh từ miền Bắc Nhiệt độ trung bình hàng năm là 25,6 °C, trong khi mùa đông có thể giảm xuống dưới 12 °C Độ ẩm không khí trung bình đạt 84%, với lượng mưa hàng năm từ 2000-2500mm Mùa mưa kéo dài từ tháng 10 đến tháng 12, trong khi mùa khô diễn ra từ tháng 2 đến tháng 8, với tháng 1 và tháng 9 là những tháng chuyển tiếp.

2 chuyển tiếp với đặc trưng là thời tiết hay nhiễu loạn và khá nhiều mưa Mưa phân bố không đều theo không gian

Công trình dân dụng - cấp I (số tầng >20 tầng) – (Phụ lục 2 – Ban hành kèm theo thông tư số 3/2016/TT – BXD ngày 10 tháng 03 năm 2016 của Bộ Xây Dựng.)

Tòa nhà được thiết kế với 2 tầng hầm B1 và B2 phục vụ chỗ để xe hiện đại và ứng dụng công nghệ cao Các tầng 1, 2, 3 và 4 bao gồm siêu thị, quầy bar-cafe, phòng gym, spa và phòng họp, đáp ứng nhu cầu đa dạng của cư dân Tầng điển hình có nhiều căn hộ cao cấp với thiết kế rộng rãi và thoải mái Tầng áp mái nổi bật với hồ bơi và tầm nhìn ra biển, cùng với ánh sáng tự nhiên tràn ngập.

Hình 1 2: Mặt đứng và mặt bằng công trình

GIẢI PHÁP KỸ THUẬT

Tòa nhà được cung cấp điện từ mạng lưới tỉnh Quảng Nam Trong trường hợp mất điện, nhà máy phát điện dự phòng tại tầng hầm B1 sẽ đảm bảo nguồn điện cho sinh hoạt.

Tòa nhà được thiết kế để tiếp nhận nước từ hệ thống cấp nước thành phố, dẫn vào bể chứa nước tại hầm B2 Ngoài ra, mỗi Block còn trang bị bể nước mái phục vụ nhu cầu sinh hoạt của cư dân Nước thải được xử lý tại bể nước ngầm B2 trước khi được xả ra hệ thống thoát nước của khu vực.

1.2.3 Hệ thống phòng cháy chữa cháy

Công trình bằng bê tông cốt thép đảm bảo được về cháy nổ trong thời gian thoát hiểm

Hệ thống thang thoát hiểm và bình CO2 được bố trí thuận tiện ở tất cả các tầng

Về quy hoạch: xung quanh công trình gần bãi biển nên có hệ thống không khí trong lành Tạo nên môi trường trong sạch thoáng mát

Thiết kế công trình chú trọng đến hệ thống cửa sổ, cửa đi và ô thoáng, giúp tối ưu hóa lưu thông không khí giữa không gian bên trong và bên ngoài Điều này đảm bảo môi trường không khí luôn thoải mái và trong sạch cho người sử dụng.

Các tầng của tòa nhà được chiếu sáng tự nhiên nhờ vào các cửa kính bố trí bên ngoài, tạo không gian thoáng đãng Bên cạnh đó, hệ thống đèn huỳnh quang và đèn compact tiết kiệm điện được lắp đặt tại các phòng, hành lang và sảnh, đảm bảo ánh sáng đầy đủ và hiệu quả.

TỔNG QUAN KẾT CẤU CÔNG TRÌNH

CƠ SỞ THIẾT KẾ

2.1.1 Tiêu chuẩn – Quy chuẩn áp dụng

Căn cứ Nghị Định số 12/2009/NĐ – CP, ngày 10/02/2009 của Chính Phủ về quản lý dự án đầu tư xây dựng

Căn cứ Nghị Định số 15/2013/NĐ – CP, ngày 03/02/2013 về quản lý chất lượng công trình xây dựng

Các tiêu chuẩn quy phạm hiện hành của Việt Nam:

 TCVN 2737 – 1995: Tải trọng và tác động – Tiêu chuẩn thiết kế.

 TCVN 5574 – 2018: Kết cấu bê tông và bê tông cốt thép – Tiêu chuẩn thiết kế.

 TCVN 5575 – 2012: Kết cấu thép – Tiêu chuẩn thiết kế.

 TCVN 10304 – 2014: Móng cọc – Tiêu chuẩn thiết kế.

 TCVN 9386 – 2012: Thiết kế công trình chịu động đất.

 TCVN 9362 – 2012: Thiết kế nền nhà và công trình.

 TCVN 9153 – 2012: Công trình thủy lợi, phương pháp chỉnh lý kết quả thí nghiệm đất.

 TCXD 229 – 1999: Chỉ dẫn tính toán thành phần động của tải trọng gió.

2.1.2 Phần mềm tính toán và thể hiện bản vẽ

Phần mềm phân tích kết cấu: ETABS 2016 (Hệ khung, cầu thang 2D, mô phỏng giai đoạn thi công Shoring & Kingpost), SAFE 2016 (Sàn, móng), Plaxis 2D (Tường vây), Plaxis 3D (Móng)

Phần mềm triển khi bản vẽ: Autocad 2018

Microsoft 2016 và một số chương trình tính VBA Excel do sinh viên tự phát triển

Công trình được thiết kế theo tiêu chuẩn TCVN, do đó, vật liệu bê tông cần tuân thủ nghiêm ngặt từ khâu cấp phối cho đến kiểm tra cường độ mẫu thử.

Bảng 2 1: Cấp độ bền bê tông thiết kế cho các cấu kiện

Cấp độ bền chịu nén bê tông tương đương theo TCVN 5574

Cường độ chịu nén, kéo của bê tông (Rb

Loại xi măng/ Hàm lượng xi măng tối thiểu (kg/m3)

Cấp xi măng theo TCVN

2018 Cọc khoan nhồi B30 (17; 1.15) PCB40/ 450 0.4 W12 Tường vây B25 (14.5; 1.05) PCB40/ 450 0.45 W12

Bảng 2 2: Thông số vật liệu cốt thép theo TCVN 5574- 2018

STT Loại thép Đặc tính/ kết cấu sử dụng Sử dụng cho cấu kiện

Cốt thép, cốt đai có

Cốt thép dọc kết cấu các loại có ≥ 10

Sàn, Dầm, Vách, Cầu thang

Thép CB500 – V, Rs Rsc = 435 Mpa

Cốt thộp cú ỉ ≥ 16 mm Móng

2.1.4 Lớp bê tông bảo vệ

Chiều dày lớp bê tông bảo vệ được xác định dựa trên các chỉ tiêu sau:

QCVN 06 – 2010/BXD – Quy chuẩn kỹ thuật quốc gia an toàn cháy cho nhà và công trình; Địa điểm xây dựng công trình ở Quảng Nam, gần khu vực có độ xâm thực ăn mòn bê tông như bờ biển, miền sông nước,…

TCVN 5574 – 2018, Mục 10.3.1 – Lớp bê tông bảo vệ

Bảng 2 3: Lớp bê tông bảo vệ

STT Cấu kiện Lớp bê tông bảo vệ

2 Kết cấu tiếp xúc với đất, có bê tông lót 35 mm

PHƯƠNG ÁN KẾT CẤU

2.2.1 Phương án kết cấu chịu tải trọng đứng

Bảng 2 4: Đánh giá mức độ phù hợp các phương án sàn đối với công trình Đặc điểm công trình Phương án kết cấu

Nhịp sàn không có sự đồng đều  

Chiều cao tầng điển hình 3.2m 

Phân bố hoạt tải trên sàn khá đồng đều  

Phân bố tải tường trên sàn và độ lớn của tải trọng tác dụng lên sàn:Tải tường các ô sàn gần như bằng nhau  

Phân tích cho thấy phương án sàn dầm là lựa chọn tối ưu cho công trình trong đồ án Lý thuyết tính toán và kinh nghiệm thi công của phương án này rất hoàn thiện, dễ thực hiện và giúp tăng cường không gian kiến trúc của các tầng Do đó, sinh viên đã quyết định chọn phương án sàn dầm làm kết cấu chịu tải đứng cho công trình.

2.2.2 Phương án kết cấu chịu tải ngang

Bảng 2 5: Đánh giá mức độ thích hợp các phương án kết cấu Đặc điểm công trình

Công trình chung cư các không gian sử dụng vừa phải 

Bề mặt truyền lực có tính liên tục   

Sự phân bố lưới cột có độ phức tạp cao 

Khả năng xoắn của công trình lớn  

Công trình có 21 tầng, cao 76.8m  

Công trình là nhà cao tầng chịu tải trọng ngang lớn   Công trình ở tỉnh Quảng Nam có vùng gió và động đất không quá nguy hiểm   

Sinh viên đã chọn hệ kết cấu vách – lõi là phương án chịu tải ngang cho công trình, đồng thời có thể bổ sung khung nhỏ ở khối đế để tạo không gian giao thông cho nhà xe.

2.2.3 Sơ bộ kích thước các cấu kiện công trình

Bảng 2 6: Kích thước sơ bộ kích thước cấu kiện

Cấu kiện Công thức sơ bộ Kích thước

Dầm điển hình hd=(1/151/8)L bd=(1/31/2)hd

Hình 2 1: Mặt bằng dầm sàn tầng điển hình 19

TẢI TRỌNG VÀ TÁC ĐỘNG

TĨNH TẢI

3.1.1 Tải các lớp cấu tạo sàn

Bảng 3 1: Tải các lớp cấu tạo sàn điển hình

Tải trọng tiêu chuẩn (kN/m 2 )

Tải trọng tính toán (kN/m 2 )

Sàn bê tông cốt thép 25 200 5.00 1.1 5.50

Tổng tĩnh tải hoàn thiện không kể đến sàn BTCT 1.42 - 1.85

Bảng 3 2: Tải các lớp cấu tạo sàn vệ sinh

Vật liệu Trọng lượng riêng (kN/m 3 )

Bảng 3 3: Tải các lớp cấu tạo sàn hầm, sàn tầng 1-3

Tải tường xây bao gồm hai loại: tải tác dụng lên dầm và tải tác dụng lên sàn Đối với các dầm biên, tường xây được đặt trực tiếp lên dầm, do đó tải tường sẽ tác dụng lên dầm Trong trường hợp tường nằm trên ô sàn, tải tường xây tác dụng lên sàn được xác định theo công thức: \( t^2 t_q = Q \) (kN/m).

• S – Diện tích ô sàn tầng điển hình (m2);

• Qt = Vt x t – Trọng lượng tường tác dụng lên từng ô sàn (kN);

• Vt = Lt x ht x t – Thể tích tường đang xét, Lt – Chiều dài tường xây (m); ht – chiều cao tường xây; t – Chiều dày tường xây ;

• t – Trọng lượng riêng gạch tường xây (kN/m3)

Bảng 3 4: Tải trọng tường tác dụng lên ô sàn

Bảng 3 5: Tải tường xây tác dụng lên sàn tầng điển hình

HOẠT TẢI

Hoạt tải tác dụng lên công trình được xác định theo TCVN 2737 – 1995, dựa vào công năng của từng khu vực trong công trình Giá trị hoạt tải cho từng khu chức năng được quy định cụ thể nhằm đảm bảo tính an toàn và hiệu quả trong thiết kế.

Bảng 3 6: Bảng giá trị hoạt tải theo TCVN 2737-1995

Công năng các phòng của công trình

Giá trị tiêu chuẩn (kN/m 2 )

Hoạt tải tính toán (kN/m 2 )

1 Tầng hầm, nhà để xe 1.80 3.20 5.00 1.20 6.00

8 Mái bằng có sử dụng 0.50 1.00 1.50 1.30 1.95

9 Mái bằng không sử dụng 0.75 0 0.75 1.30 0.975

10 Sàn chịu tải trọng cây xanh, sân vườn 0.00 5.00 5.00 1.20 6.00

TẢI TRỌNG GIÓ

Theo TCVN 2737 – 1995 và TCXD 229 – 1999: Gió nguy hiểm nhất là gió tác động vuông góc với mặt đón gió

Tải trọng gió gồm 2 thành phần: Thành phần tĩnh và thành phần động

Tải trọng tiêu chuẩn (kN/m2 )

Tải trọng gió tĩnh được tính toán theo TCVN 2737 – 1995

Giá trị tiêu chuẩn thành phần tĩnh tại cao độ zj được tính theo công thức sau: tc 0 zj 2

• W0 – Giá trị tiêu chuẩn của áp lực gió tiêu chuẩn lấy theo bản đồ phân vùng trên lãnh thổ Việt Nam, lấy theo bảng 4 và mục 6.4.1 trong TCVN 2737-1995

• Kzj – Hệ số tính đến sự thay đổi của áp lực gió theo độ cao lấy theo bảng 7 TCVN 2737 – 1995 hoặc lấy theo công thức A.23 trang 18, TCXD 229 - 1999 như sau: j 0.18 B(zj) k =1.844× z

• c - Hệ số khí động lấy theo bảng 6 trong TCVN 2737 – 1995, đối với mặt đón gió c 0.8, mặt hút gió c 0.6 Hệ số c tổng cho cả mặt hút gió và đón gió: c  0.8  0.6 1.4

• Hệ số tin cậy của tải trọng gió: n  1.2

Công trình xây dựng ở thị xã Điện Bàn, tỉnh Quảng Nam thuộc:

• Địa hình A – Địa hình tương đối trống trãi, ít vật cản, gần bờ biển thoáng Gió tĩnh được tính toán theo công thức: j j

Wj – Áp lực gió tĩnh được tính toán bằng công thức trên (kN/m2)

- Diện tích mặt đón gió của từng tầng

Hj, Hj-1 và L lần lượt là chiều cao tầng thứ j, j-1 và bề rộng đón gió

3.3.2.1 Mô hình phân tích dao động

Theo TCXD 229-1999, việc tính toán thành phần động của tải trọng gió cần được thực hiện dựa trên dạng dao động đầu tiên, với tần số dao động riêng cơ bản thứ s phải thỏa mãn bất đẳng thức quy định.

Giá trị fL phụ thuộc vào vùng áp lực gió và độ giảm loga Cụ thể, trong vùng gió áp lực IIA với độ giảm loga  = 0.3 cho công trình BTCT, giá trị fL được xác định là 1.3.

Hình 3 1: Mô hình phân tích 3D của công trình trong phần mềm Etabs

Hệ số Mass Source: 100% Tĩnh tải + 50% Hoạt tải

Sử dụng phần mềm Etabs để khảo sát dao động của công trình

3.3.3 Kết quả phân tích dao động

Bảng 3 7: Chu kỳ và % khối lượng tham gia dao động TABLE: Modal Participating Mass Ratios

Frequency (cyc/sec) UX UY RZ Sum UX Sum UY Sum RZ

Modal 1 3.219 0.311 0.0057 0.0429 0.6985 0.0057 0.043 0.698 Modal 2 2.884 0.347 0.0016 0.6797 0.0287 0.0073 0.723 0.727 Modal 3 2.162 0.463 0.7127 0.0005 0.0062 0.72 0.723 0.733 Modal 4 0.917 1.091 0.0008 0.0041 0.0843 0.7208 0.727 0.818 Modal 5 0.745 1.342 0.0002 0.12 0.0049 0.721 0.847 0.823 Modal 6 0.553 1.808 0.1272 0.000030.0017 0.8482 0.847 0.824 Modal 7 0.453 2.208 0.0006 0.0011 0.0398 0.8488 0.848 0.864 Modal 8 0.332 3.012 0.0001 0.043 0.0041 0.8489 0.891 0.868 Modal 9 0.289 3.460 0.0008 0.0016 0.0346 0.8497 0.893 0.903 Modal 10 0.245 4.082 0.0452 0.000010.0008 0.8949 0.893 0.904 Modal 11 0.207 4.831 0.0003 0.0048 0.024 0.8953 0.898 0.928 Modal 12 0.199 5.025 0.000025 0.0275 0.0007 0.8953 0.9252 0.928

Bảng 3 8: Các dạng dao động

Case Mode Period Frequency Đánh giá

Bảng 3 9: Bảng kết quả khối lượng tầng, tâm cứng, tâm khối lượng

Story Diaphragm Mass X Mass Y XCM YCM CumulativeX CumulativeY XCCM YCCM XCR YCR

3.3.3.1 Tính toán thành phần động của tải trọng gió

Bảng 3 10: Thông số tính toán cần thiết cho các mode

Thông số Phương DD Dạng DD fi i i i

Bảng 3 11: Kết quả tính toán gió tĩnh

Bảng 3 12: Kết quả tính toán thành phần động của tải trọng gió cho mode 1

STT Tầng Mj (T) zi r1X n1X WFj yji yjiWFj yji 2Mj WrjiX Wj

- - (ton) - - - (kN) (m) (kN.m) (kN.m2) (kN) -

STT Tầng Mj (T) zi r1X n1X WFj yji yjiWFj yji 2Mj WrjiX Wj

STT Tầng M j (T)  i  1X  1X W Fj (kN) y ji y ji W Fj y ji 2 M j W rjiX (kN) W j

3.3.4.1 Kết quả tổng hợp tải trọng gió

Tải trọng gió được áp dụng tại tâm hình học của bề mặt tiếp xúc với gió tĩnh, trong khi gió động được gán vào tâm khối lượng của các tầng trong mô hình ETABS Gió động X(GDX) được tổ hợp theo công thức: GDX = GDX1^2 + GDX2^2 + + GDXn^2.

Gió động Y(GDY) được tổ hợp như sau: GDY  GDY 1 2  GDY 2 2   GDY n 2

Tải trọng gió được tổ hợp theo TCVN 229 – 1999: 1 1   2 n d i I

GIÁ TRỊ TIÊU CHUẨN CỦA TẢI TRỌNG GIÓ

BẢNG TỔNG HỢP GIÓ TĨNH BẢNG TỔNG HỢP GIÓ ĐỘNG TÂM ĐÓN GIÓ TÂM KHỐI LƯỢNG

STT TẦNG W Xj (kN) W Yj (kN)

GIÁ TRỊ TIÊU CHUẨN CỦA TẢI TRỌNG GIÓ

BẢNG TỔNG HỢP GIÓ TĨNH BẢNG TỔNG HỢP GIÓ ĐỘNG TÂM ĐÓN GIÓ TÂM KHỐI LƯỢNG

STT TẦNG W Xj (kN) W Yj (kN)

TẢI TRỌNG ĐỘNG ĐẤT

Các bước tính toán tải trọng động đất được trình bày phụ lục số 2.

Phân tích dao động trong tính toán tải trọng động đất

Các điều kiện để áp dụng tính toán tải trọng động đất bằng phương pháp phân tích tĩnh lực ngang tương đương (Điều 4.3.3.2 TCVN 9386 – 2012):

• Có các chu kỳ dao động cơ bản T1 theo hai hướng chính nhỏ hơn các giá trị sau: 1 4 4 0.8 3.2

 ( Với TC = 0.8s ứng với loại đất nền D)

• Thỏa mãn những tiêu chí tính đều đặn theo theo mặt đứng (Mục 4.2.3.3 TCVN

Với chu kỳ dao động T1=3.219s, công trình không đáp ứng yêu cầu của phương pháp phân tích tĩnh lực ngang tương đương Vì vậy, việc áp dụng phương pháp phân tích phổ phản ứng dao động là hợp lý.

Bảng 3 15: Chu kỳ và % khối lượng tham gia dao động theo các phương X, Y

Modal 12 0.199 5.025 0.001 0.028 Điều kiện xác định số lượng mode được đưa vào tính toán theo mỗi phương (Mục 4.3.3.3.1 TCVN 9386 – 2012) (Chỉ cần thỏa mãn 1 trong 2 điều kiện bên dưới):

• Tổng khối lượng hữu hiệu của các dao động được xét chiếm ít nhất 90% tổng khối lượng của kết cấu;

• Tất cả các dạng dao động có khối lượng hữu hiệu lớn hơn 5% của tổng khối lượng đều được xét đến

Với kết quả phân tích từ bảng trên, ta tính toán cho các mode với phương dao động sau:

Mode Mode 1 Mode 2 Mode 3 Mode 5 Mode 6

3.5.1 Tính toán động đất theo phương pháp phổ phản ứng dao động

Phương pháp phân tích phổ phản ứng dao động là một kỹ thuật trong động lực học kết cấu, cho phép đánh giá phản ứng tổng thể của cấu trúc dưới tác động của các dạng dao động khác nhau Phương pháp này sử dụng phổ phản ứng động lực để phân tích các ảnh hưởng của dao động đến sự ổn định và an toàn của kết cấu.

Phương pháp phân tích phổ phản ứng là phương pháp có thể áp dụng cho tất cả các loại nhà

3.5.1.1 Gia tốc nền thiết kế

Theo TCVN 9386 – 2012, công trình được phân loại vào cấp I theo phụ lục F “Phân cấp, phân loại công trình xây dựng” Đối với công trình cấp I, hệ số tầm quan trọng được xác định là J1.25 theo phụ lục E “Mức độ và hệ số tầm quan trọng” Ngoài ra, độ cản nhớt của công trình là  5%.

Gia tốc nền thiết kế:a g a gR   1 0.0341 1.25 0.0426  g Động đất mạnh a g 0.0426g0.08g

Vậy không cần tính toán và cấu tạo kháng chấn theo quy định TCVN 9386-2012

3.5.1.2 Cấp động đất (Phụ lục I, TCVN 9386 – 2012)

Theo phụ lục H TCVN 9386 – 2012, có gia tốc đỉnh agR= 0.0341g

Cấp động đất theo thang MSK – 64, phụ lục I của TCVN 9386 – 2012 công trình có cấp động đất là cấp VI

Căn cứ vào Bảng 3.1 “Các loại nền đất” TCVN 9386 – 2012, đất nền của công trình là nền đất loại D

Căn cứ Bảng 3.2 “Giá trị của các tham số mô tả các phổ phản ứng đàn hồi” TCVN

9386 – 2012, ta được các tham số: S = 1.35;TB = 0.2s; TC = 0.8s; TD = 2.0s

3.5.1.4 Hệ số ứng xử các tác động của động đất theo phương ngang

Theo TCVN 9386 – 2012, tại mục 5.2.2.2, giá trị giới hạn trên của hệ số ứng xử q được xác định để tính khả năng tiêu tán năng lượng cần phải được tính cho từng phương trong quá trình thiết kế.

Hệ kết cấu chịu lực của công trình là: Hệ kết cấu tường (không phải tường kép) & kết cấu không đều đặn trên mặt bằng Do đó:

• Hệ số kw đối với hệ tường, tường tương đương và hệ dễ xoắn:

Công trình hiện tại có nhiều tường với chiều dài nhỏ hơn chiều cao, dẫn đến giá trị 0 cao Do đó, có thể sử dụng giá trị tối đa của kw = 1 để thực hiện các phép tính.

Hệ số ứng xử q với tác động theo phương ngang của công trình:

3.5.1.5 Hệ số Mass Source (Mục 3.2.4, TCVN 9386 – 2012)

Công trình đang xét gồm các tác động chính là loại A (Bảng 3.4 TCVN 9386 – 2012) và các tầng được sử dụng đồng thời nên  0.8 (Bảng 4.2 TCVN 9386 – 2012)

 Hệ số Mass Source: 1TT+ 0.8 x 0.3HTA

Bảng 3 16: Tổng hợp các hệ số tính toán động đất Đại lượng Giá trị Đơn vị

Gia tốc nền thiết kế a g 0.0426 m/s 2

Hệ số tầm quan trọng  1 1.25

Hệ số ứng xử theo phương ngang q 2.76

Giới hạn dưới của chu kỳ T B 0.2 s

Giới hạn trên của chu kỳ T C 0.8 s

Giá trị xác định điểm bắt đầu của phần phản ứng T D 2.0 s

Lực cắt đáy do động đất được tính toán theo công thức:

• W i – Trọng lượng hữu hiệu tương ứng với dạng dao động thứ i:

Tác động của động đất phân phối lên các tầng như sau: j i bi n ij j i=1 y ×Wij

• yij – Chuyển vị tỷ đối của tầng j ứng với dạng dao động thứ i

• Wj – Khối lượng tầng thứ i

Bảng 3 17: Kết quả lực cắt đáy với Mode 1 (Phương Y)

Giá trị phổ thiết kế, Sd (m/s2)

Lực cắt đáy Fb (Ton.m/s2)

Tầng Diaphragm W j (Ton) y ij (m) W T (Ton) y ij W j

Bảng 3 19: Kết quả lực cắt đáy với Mode 3 (Phương X)

Giá trị phổ thiết kế,

Tầng Diaphragm W j (Ton) y ij (mm) W T (Ton) y ij W j F i (kN)

Tầng Diaphragm W j (Ton) y ij (mm) W T (Ton) y ij W j

Bảng 3 21: Kết quả lực cắt đáy với Mode 6 (Phương X)

Tầng Diaphragm W j (Ton) y ij (m) W T (Ton) y ij W j F i (kN)

Bảng 3 22: Kết quả tổng hợp tải trọng động đất

TỔNG HỢP DAO ĐỘNG ĐỘNG ĐẤT

MAI 82.73 -132.63 2.833 46.16 -110.99 156.32 120.25 56.06 28.20 THANGMAY 469.31 -668.74 16.07 261.87 -629.62 816.99 682.10 56.76 27.77 TANGAPMAI 508.77 -543.72 8.711 283.88 -511.91 744.63 585.42 56.47 27.78 TANG18 477.97 -496.62 9.548 266.70 -467.57 689.27 538.37 56.47 27.78 TANG17 569.04 -472.99 11.37 317.52 -333.99 739.95 460.98 56.47 27.78 TANG16 569.05 -236.50 11.37 317.53 -222.67 616.24 387.98 56.47 27.78 TANG15 569.05 -118.25 11.37 264.60 -111.33 581.21 287.30 56.47 27.78 TANG14 474.21 53.05 11.37 264.60 43.18 477.17 268.34 56.47 27.78 TANG13 474.21 236.50 11.37 264.60 222.67 529.91 346.01 56.47 27.78 TANG12 474.21 354.75 11.37 211.68 334.00 592.22 395.60 56.47 27.78 TANG11 379.37 473.00 11.37 211.68 445.34 606.34 493.22 56.47 27.78 TANG10 379.37 473.00 11.37 211.68 445.34 606.34 493.22 56.47 27.78 TANG9 379.37 591.25 11.37 158.76 556.67 702.50 578.98 56.47 27.78 TANG8 284.53 591.25 11.37 158.76 556.67 656.15 578.98 56.47 27.78 TANG7 284.53 709.50 11.37 158.76 668.00 764.43 686.70 56.47 27.78 TAMG6 189.68 709.50 11.37 105.84 556.67 734.42 566.76 56.47 27.78 TANG5 189.68 591.25 11.37 105.84 556.67 620.94 566.76 56.47 27.78 TANG4 179.32 558.94 4.334 100.06 526.25 587.00 535.69 56.47 27.78 TANG3 88.80 442.89 3.107 49.55 416.98 451.71 419.93 56.47 27.78 TANG2 83.33 311.69 1.994 46.50 293.46 322.64 297.13 56.47 27.78 TANGLUNG 71.66 178.69 0.990 39.98 168.24 192.52 172.92 56.47 27.78 TANG1 30.90 152.99 0.388 17.19 144.04 156.08 145.07 56.47 27.78

Tổ hợp tải trọng

3.6.1 Các loại tải trọng (Load Pattern)

Bảng 3 23: Các loại tải trọng

Load Type Self Weight Multipler Note

TT DEAD 1 Trọng lượng bản thân

TTHT SUPER DEAD 0 Tĩnh tải các lớp cấu tạo sàn

TTTX SUPER DEAD 0 Tĩnh tải tường xây

HT1NH LIVE 0 Hoạt tải ngắn hạn

HT1DH LIVE 0 Hoạt tải dài hạn

HT2NH LIVE 0 Hoạt tải ngắn hạn

HT2DH LIVE 0 Hoạt tải dài hạn

GTX WIND 0 Tải trọng gió tĩnh theo phương X

GTY WIND 0 Tải trọng gió tĩnh theo phương Y

GDX WIND 0 Tải trọng gió động theo phương X

GDY WIND 0 Tải trọng gió động theo phương Y

DX SEISMIC 0 Tải trọng động đất theo phương X

DY SEISMIC 0 Tải trọng động đất theo phương Y

3.6.2 Các trường hợp tải trọng (Load Cases)

Bảng 3 24: Các trường hợp tải trọng

Name Load Case Type Scale Factor

HTNH - TC 1(HT1NH) + 1(HT2NH) (Áp dụng cho sàn)

HTDH - TC 1(HT1DH) + 1(HT2DH) (Áp dụng cho sàn)

HTNH - TT 1.3(HT1NH) + 1.2(HT2NH) (Áp dụng cho sàn)

HTDH - TT 1.3(HT1DH) + 1.2(HT2NH) (Áp dụng cho sàn)

HTTP - TC 1(HTNH - TC) + 1(HTDH - TC)

HTTP - TT 1(HTNH - TT) + 1(HTDH - TT)

GX - TC 1(GTX - TC) + 1(GDX - TC)

GY - TC 1(GTY - TC) + 1(GDY - TC)

GX - TT 1.2(GTX - TC) + 1.37(GDX - TC)

GY - TT 1.2(GTY - TC) + 1.37(GDY - TC)

3.6.3 Các tổ hợp tải trọng (Load Combinations)

3.6.3.1 Tổ hợp tải trọng sàn

Bảng 3 25: Tổ hợp tải trọng sàn

CV-NH 1(TTTC)+1(HTNH-TC) thực hiện kiểm tra chuyển vị ngắn hạn, trong khi CV-DH 1(TTTC)+1(HTDH-TC) đảm nhận việc kiểm tra chuyển vị dài hạn Đối với kiểm tra chuyển vị toàn phần, CV-TP 1(TTTC)+1(HTTP-TC) là lựa chọn phù hợp.

TINHTHEP 1(TTTT)+1(HTTP-TT) Tính toán cốt thép

3.6.3.2 Tổ hợp tải trọng cầu thang

Bảng 3 26: Tổ hợp tải trọng cầu thang

CV 1(TTTC)+1(HTTC) Combo kiểm tra chuyển vị

TINHTOAN 1(TTTT)+1(HTTT) Combo tính toán cốt thép

Chú ý: Đối với cầu thang TTTC và TTTT không bao gồm tĩnh tải tường xây

3.6.3.3 Tổ hợp tải trọng khung – vách – lõi – dầm – móng

Bảng 3 27: Tổ hợp tải trọng khung – vách – lõi – móng

Name Type Load Name Note

TH1 ADD (TTTC) + (HTTP - TC)

Các tổ hợp cơ bản

TH2 ADD (TTTC) + (GX - TC)

TH3 ADD (TTTC) + (GY - TC)

TH4 ADD (TTTC) - (GX - TC)

TH5 ADD (TTTC) - (GY - TC)

TH6 ADD (TTTC) + 0.9(HTTP - TC) + 0.9(GX - TC)

TH7 ADD (TTTC) + 0.9(HTTP - TC) - 0.9(GX - TC)

TH8 ADD (TTTC) + 0.9(HTTP - TC) + 0.9(GY - TC)

TH9 ADD (TTTC) + 0.9(HTTP - TC) - 0.9(GY - TC)

TH10 ADD (TTTC) + 0.3(HTTP - TC) + (DX) + 0.3(DY)

Các tổ hợp đặc biệt

TH11 ADD (TTTC) + 0.3(HTTP - TC) - (DX) - 0.3(DY)

TH12 ADD (TTTC) + 0.3(HTTP - TC) + (DY) + 0.3(DX)

TH13 ADD (TTTC) + 0.3(HTTP - TC) - (DY) - 0.3(DX)

CVD ADD TH2; TH3; TH4; TH5 Kiểm tra chuyển vị đỉnh, gia tốc đỉnh

CVLT ADD TH10; TH11; TH12; TH13 Kiểm tra chuyển vị lệch tầng

THBAO ENVE TH1,…,TH13 Tổ hợp bao

Chú ý rằng các tổ hợp tải trọng trong bảng chỉ đại diện cho tải trọng tiêu chuẩn, được sử dụng để kiểm tra các TTGH II Để tính toán các cấu kiện ở TTGH I, cần thay thế các load cases tiêu chuẩn bằng load case tính toán.

KIỂM TRA TRẠNG THÁI GIỚI HẠN II (TTGH II)

KIỂM TRA ĐIỀU KIỆN ỔN ĐỊNH CHỐNG LẬT

Theo TCVN 198 – 1997, các tòa nhà cao tầng bê tông cốt thép với tỷ lệ chiều cao chia chiều rộng lớn hơn 5 cần được kiểm tra khả năng chống lật Tỷ lệ moment gây lật do tải trọng ngang phải đáp ứng các điều kiện nhất định để đảm bảo an toàn cho công trình.

• MCL – Là moment chống lật công trình

• MGL – Là moment gây lật công trình

Công trình có chiều cao 76.8 (m), bề rộng 47 (m) Vì 76.8

B   Mcrc = 24.24 kN.m/m

 Tính toán theo độ võng dài hạn có nứt -

Eb 32500 MPa b 1000 mm h 180 mm a 35 mm

Các vị trí còn lại được trình bày ở phụ lục 3

Bảng 6 6 Tổng hợp độ võng sàn tại từng vị trí

Kết luận: Độ võng của cấu kiện f = 64.55 (mm) < [fgh] = 74.67 (mm)

 Độ võng của bản sàn kể đến vết nứt nằm trong giới hạn cho phép

THIẾT KẾ KHUNG

THIẾT KẾ DẦM TẦNG ĐIỂN HÌNH (TCVN 5574 – 2018)

7.1.1 Mô hình tính toán dầm

Chọn dầm tầng điển hình 17 ( tầng điển hình trên cùng) để tính toán (hình 7.1)

7.1.2 Tính toán cốt thép dầm

Bảng 7 1 Quy đổi tên dầm từ ETABS

Beam Etabs Dầm phương Y Unique Name

Hình 7 1 Mặt bằng dầm vách tầng điển hình 17

Hình 7 2 Biểu đồ moment tầng điển hình 17

Sinh viên chọn dầm DX14 (B148) để tính toán chi tiết

Hình 7 3 Biểu đồ nội lực dầm DX14

Tính toán cốt thép chịu lực

Chiều cao làm việc của dầm h0 = h – a= 600 – 40 = 560 (mm)

Cốt thép gối moment dương M = 77.72 kN.m Áp dụng công thức tính toán

Cốt thép gối moment âm M = -151.66 kN.m Áp dụng công thức tính toán

Hàm lượng cốt thép từ yêu cầu chịu uốn, cắt theo TCVN 5574 – 2018 min ma

Với min=0.1%, giá trị R được xác định theo công thức:

R – Chiều cao giới hạn của vùng bê tông chịu nén; s,el s s

E 200000 - Biến dạng tương đối chịu kéo khi ứng suất bằng RS;

Biến dạng tương đối của bê tông chịu nén khi ứng suất đạt Rb là 0.0042, theo các chỉ dẫn trong Mục 6.1.4.2, được xác định khi có tác dụng dài hạn của tải trọng.

7.1.2.1 Tính toán cốt đai (Mục 8.1.3 TCVN 5574 – 2018)

Lực cắt lớn nhất trong dầm Qmax = 67.738 (kN)

Kiểm tra ứng suất nén chính bụng dầm:

Qmax – Lực cắt trong tiết diện thẳng góc của cấu kiện;

bl=0.3 – Hệ số kể đến ảnh hưởng của đặc điểm trạng thái ứng suất của bê tông trong dải nghiêng

→Không cần tăng tiết diện

Khả năng chịu cắt của tiết diện:

b2 1.5 – Hệ số kể đến ảnh hưởng của cốt thép dọc, lực bám dính và đặc điểm trạng thái ứng suất của bê tông nằm phía vết nứt xiên

Giá trị C được xác định là 600mm, tương ứng với hình chiếu vết nứt lớn nhất, trong khi điều kiện h0 ≤ C ≤ 2h0 được đảm bảo Kết quả tính toán cho thấy Qmax = 67.738 kN nhỏ hơn Qb = 270.48 kN, chứng tỏ rằng bê tông có khả năng chịu lực cắt tốt, do đó không cần thiết phải tính toán cốt đai cho tiết diện.

Kiểm tra khả năng chịu cắt của bê tông và cốt đai:

Nhận xét: Q max 67.738Q Q b  sw 317.96(kN), cốt đai chọn thỏa

7.1.2.2 Cấu tạo kháng chấn đối với cốt đai

Theo tiêu chuẩn TCVN 9386 – 2012, trong các dầm kháng chấn chính, cốt đai phải đáp ứng yêu cầu về đường kính dbw không nhỏ hơn 6 mm Đồng thời, khoảng cách s giữa các vòng cốt đai cũng không được vượt quá giới hạn quy định.

Trong đó: hw – Chiều cao dầm; dbw = 8 (mm) – Đường kính thanh cốt đai; dbL = 18 (mm) – Đường kính thanh cốt dọc nhỏ nhất

Cốt đai đầu tiên được đăt cách mút dầm không quá 50 (mm)

Hình 7 4 Cốt thép ngang và cốt đai trong vùng tới hạn của dầm

Từ các yêu cầu tính toán và cấu tạo:

Chọn bố trí 8a100 ở vùng kháng chấn chính lên hai đầu mút dầm

Chọn bố trí 8a200 ở vùng giữa nhịp dầm

7.1.3 Tính toán đoạn neo, nối cốt thép

Theo TCVN 5574 – 2018, tại Mục 10.3.5.5, chiều dài neo tính toán của cốt thép phải tính đến giải pháp cấu tạo vùng neo của cấu kiện, được xác định thông qua công thức cụ thể.

Neo cốt thép trong vùng chịu kéo:

Neo cốt thép trong vùng chịu nén:

Theo TCVN 5574 – 2018, mục 10.3.6.2, chiều dài nối chồng của các mối nối cốt thép thanh chịu kéo hoặc chịu nén không được nhỏ hơn giá trị chiều dài Llap, được xác định theo công thức cụ thể.

Nối cốt thép trong vùng chịu kéo:

Nối cốt thép trong vùng chịu nén:

Bảng 7 2 Kết quả tính toán dầm tầng 17

- - - (kN.m) (mm) (mm) (mm) - - - (cm 2 ) - - (cm 2 ) (%)

NHỊP 105.75 300 600 557 0.0743 0.0770 0.9615 5.64 4 ỉ18 + 0 ỉ22 10.179 0.481 Các dầm còn lại sinh viên trình bày ở phụ lục 4

THIẾT KẾ VÁCH ĐƠN

Tính toán cốt thép cấu kiện vách P28 khung trục 5 và khung trục F

Bảng 7 3 Bảng quy đổi tên vách khung trục 5-F trong ETABS

Unique Name Etabs Tên vách

7.2.1 Vật liệu sử dụng (Mục 2.1.3)

7.2.2 Lý thuyết tính toán (Phương pháp vùng biên chịu moment)

Phần lý thuyết tính toán sinh viên trình bày ở phụ lục 5 trang 47

7.2.3 Tính toán phần tử điển hình

Bảng 7 4 Kết quả nội lực vách P28

Pier Story Combo Load case Location P(kN) M3(kN.m)

N max TH7 Top -24136.4217 -3429.3101 M3 max TH10 Bottom -21670.7234 2447.8828 M3 min TH11 Top -24065.2624 -3417.5438

Sinh viên trình bày cách tính vách P28 với tổ hợp E max Các thông số cần thiết để tính toán vách:

 Bê tông cấp độ bền B30: Rb (MPa), Rbt=1.15(MPa)

 Cốt thép CB400–V: Rs50 (MPa), Rsc50 (MPa)

 Vách P12 có kích thước: B= 0.4 m , Lw =3.0 m

 Giả thuyết chiều dài biên trái, biên phải: LL=LR=1.5(m), xem như không có vùng bụng

Lực dọc quy đổi vùng biên trai và phải:

Diện tích cốt thép được tính như sau:

Kiểm tra hàm lượng cốt thép:

Kết quả tính toán vách điển hình

Bảng 7 5 Kết quả tính toán thép vách P28(5-F)

L A QĐ P QĐ A S (tính) (tính) THÉP CHỌN A S (chọn)

THIẾT KẾ VÁCH LÕI

Sinh viên chọn vách PL1 để tính toán

7.3.1 Vật liệu thiết kế (Mục 2.1.4 – Chương 2)

7.3.2 Lý thuyết tính toán (Phương pháp phân bố ứng suất đàn hồi)

Phần lý thuyết tính toán sinh viên trình bày chi tiết ở phụ lục 6

7.3.3 Tính toán phần tử điển hình

Dựa vào biểu đồ phân bố ứng suất của các trường hợp tải trọng tác động lên hệ lõi, tiến hành chia vùng ứng suất để tính toán cốt thép lõi PL1 như thể hiện trong hình 7.1.

Bảng 7 6: Kết quả nội lực vách lõi PL1

9119997 3.50E+16 5.69E+15 (mm) (mm) (mm 2 ) (mm 4 ) (mm 4 )

- (mm) (mm) (mm) (mm) (mm2)

Sinh viên thực hiện tính toán phần tử 01 ứng với tổ hợp tải trọng TH8

   Nhận xét: Vì N1= 3870.32 (kN)  0  Phần tử chịu nén

 Diện tích cốt thép phần tử số 1:

 Chọn 2018(As = 508.6 cm 2 ) bố trí đều trên diện tích phần tử số 1

Hàm lượng cốt thép hợp lý : 4

Bảng 7 7 Kết quả tính thép vách lõi PL01

Kết quả tính toán chi tiết trình bày ở phụ lục 6

THIẾT KẾ MÓNG

Thống kê địa chất hố khoan HK1

Bảng 8 1 Kết quả phân loại các lớp đất Lớp Chiều dày (m) Nhóm đất Tên đất Trạng thái Chỉ số SPT

2 2.4 Đất dính Sét Dẻo cứng 10

3 2.4 Đất dính Sét pha Dẻo cứng 14

4 5.6 Đất dính Sét Dẻo cứng 14

5 37 Đất dính Sét Nửa cứng 18

Hình 8 1 Một số chỉ tiêu cơ lý của các lớp đất

Dung trọng Biểu đồ dung trọng theo độ sâu

0 50 100 Đ ộ s âu (m ) Độ ẩm Biểu đồ độ ẩm theo độ sâu

Biểu đồ giới hạn dẻo theo độ sâu

Biểu đồ giới hạn nhão theo độ sâu

Bảng 8 2 Thông số địa chất của từng lớp đất

Hệ số rỗng với từng cấp áp lực

A 0.7 Tên lớp đất: Đất san lấp

Tên lớp đất: Bùn sét, xám đen - xám xanh, chảy

Tên lớp đất: Sét, xám vàng, xám nâu, dẻo cứng

Tên lớp đất: Sét pha, xám xanh - nâu vàng, dẻo cứng

Tên lớp đất: Sét, xám vàng – xám trắng, dẻo cứng

Tên lớp đất: Sét, xám nâu – xám vàng, nửa cứng

Lựa chọn phương án thiết kế móng

 Lựa chọn phương án thiết kế móng

Dựa trên mặt bằng công trình, sinh viên nhận thấy rằng hướng vách của công trình không phân bố theo chiều nhất định, tạo thành một hệ phức hợp Khoảng cách giữa một số vách quá gần nhau, trong khi những vị trí khác lại cách xa nhau nhưng chịu tải trọng lớn, dẫn đến việc bố trí các móng đài đơn có xu hướng chồng lên nhau.

Dựa vào mục 8.1, các lớp đất dưới đài móng không được tốt, trạng thái nhão

Có thể áp dụng phương án móng cọc cho công trình, nhưng cần lưu ý rằng tải trọng truyền xuống móng rất lớn do chiều cao công trình đạt 76.8m Điều này ảnh hưởng đến khả năng chống lật của công trình, vì vậy khi xác định sơ bộ số lượng cọc, cần sử dụng hệ số an toàn cao nhất (k) để đảm bảo độ ổn định.

Sinh viên chọn phương án móng cọc để thiết kế cho hầm B1 và B2

 Lựa chọn phương án thiết kế cọc

Việc sử dụng cọc ép (cọc ly tâm ứng suất trước) trong các lớp đất có trạng thái nửa cứng và cứng gặp nhiều khó khăn, như được chỉ ra trong bảng 8.2 về trạng thái đất.

Cọc ép sẽ giới hạn về đường kính, số đoạn nối  chiều dài cọc, SCT hạn chế

Trong đồ án, sinh viên đã chọn cọc khoan nhồi do những ưu điểm nổi bật như khả năng chịu tải lớn lên đến hàng nghìn tấn nhờ vào đường kính và chiều sâu cọc lớn Việc này giúp giảm số lượng cọc cần thiết, phù hợp với không gian bố trí cọc hạn chế của công trình.

Hình 8 2 Mặt bằng bố trí móng cọc hầm B2

Bảng 8 3 Thông số thiết kế cọc khoan nhồi D1000

Thông số Đơn vị Giá trị Đường kính m 1

Chiều dài cọc (thực tế) m 65 Đoạn neo thép vào đài cọc m 0.75 Đoạn đầu cọc chôn trong đài m 0.15

Chu vi tiết diện cọc u m 3.142

Diện tích tiết diện ngang Ab m 2 0.786

Số cốt thép dọc  thanh 18

Diện tích tiết diện thép dọc AST m 2 0.00884

Hàm lượng cốt thép dọc  % 1.13

Hình 8 3 Mặt cắt địa chất

Sức chịu tải (SCT) cọc khoan nhồi D1000

8.3.1 SCT theo chỉ tiêu cơ lý đất nền (Mục 7.2.3, TCVN 10304 – 2014)

Sức chịu tải cọc theo chỉ tiêu cơ lý Rc,u của cọc khoan nhồi được xác định:

 c : hệ số điều kiện làm việc của cọc trong nền c = 1.0

 cq = 0.9 hệ số điều kiện làm việc của đất dưới mũi cọc có kể đến trường hợp đổ bê tông dưới nước;

 cf – Hệ số điều kiện làm việc của đất trên thân cọc (Bảng 5, TCVN 10304 – 2014);

 qp: cường độ sức kháng của đất dưới mũi cọc (bảng 7,TCVN 10304 – 2014)

 Cường độ sức kháng mũi: p cq p b

   - diện tích tiết diện ngang của cọc

 u: chu vi tiết diện ngang thân cọc, u    D 1 3.14 3.14 (m)

 fi: cường độ sức kháng trung bình của lớp đất thứ i trên thân cọc (Bảng 3, TCVN 10304 – 2014);

 li: chiều dài đoạn cọc nằm trong lớp đất thứ i

Bảng 8 4 Sức chịu tải theo chỉ tiêu cơ lý

Lớp z t z d zi I L / Loại cát f i l i  cf  cfi l i f i

Xác định cf f i li , ta nên chia đất nền thành các lớp đồng chất

 Cường độ sức kháng ma sát thân cọc: f n cf i i i 1

SCT cọc theo chỉ tiêu cơ lý đất nền: c,u c p f

8.3.2 Sức chịu tải theo cường độ đất nền

Sức chịu tải cọc theo chỉ tiêu cơ lý Rc,u của cọc khoan nhồi được xác định theo công thức: c,u c p f c cq p b cf i i

 cq = 0.9 hệ số điều kiện làm việc của đất dưới mũi cọc có kể đến trường hợp đổ bê tông dưới nước

 cf – Hệ số điều kiện làm việc của đất trên thân cọc (Bảng 5, TCVN 10304 – 2014);

 qp : cường độ sức kháng của đất dưới mũi cọc xác định theo công thức G.2

 C u5 6.25N 6.25 35 218.75   (đất dưới mũi cọc là đất hạt mịn)

 q p C u5 N c 218.75 6 1312.5  , Nc = 6 với cọc khoan nhồi

 u: chu vi tiết diện ngang thân cọc, u    D 1 3.14 3.14 (m)

Cường độ sức kháng trung bình của lớp đất thứ i trên thân cọc được xác định theo các công thức trong TCVN 10304-2014 Đối với đất hạn mịn, cường độ sức kháng được tính bằng f = α × c (Công thức G.5) Trong khi đó, đối với đất hạt thô, công thức tính là f = k × σ'i'v,zi × tanφ (Công thức G.6).

Bảng 8 5 Sức chịu tải theo cường độ đất nền

Lớp Loại đất N SPT C u  l i '  cf f i  cfi l i f i

 Cường độ sức kháng ma sát thân cọc: n f cf i i i 1

SCT cọc theo cường độ đất nền: c,u c p f

8.3.3 SCT cọc theo thí nghiệm SPT (Công thức của Viện kiến trúc Nhật Bản

Sức chịu tải cọc theo thí nghiệm SPT, R c,u của cọc khoan nhồi được xác định theo công thức: c,u c cq p p cf ,ci ci ci cf ,si si si

 cq = 0.9 hệ số điều kiện làm việc của đất dưới mũi cọc có kể đến trường hợp đổ bê tông dưới nước

 cf – Hệ số điều kiện làm việc của đất trên thân cọc (Bảng 5, TCVN 10304)

 qp : cường độ sức kháng của đất dưới mũi cọc xác định theo công thức G.2

 C u5 6.25N 6.25 35 218.75   (đất dưới mũi cọc là đất hạt mịn)

 q p C u5 N c 218.75 6 1312.5  , Nc = 6 với cọc khoan nhồi

 u: chu vi tiết diện ngang thân cọc, u    D 1 3.14 3.14 (m);

 fL: hệ số điều chỉnh theo độ mảnh h/d của cọc đóng fL = 1 đối với đất mịn

 fi : cường độ sức kháng trung bình trên thân cọc xác định theo mục G.2.2

 Đối với đất hạt thô:f 3.33N i  si

 Đối với đất hạt mịn:f i   p L ui f c

Bảng 8 6 Sức chịu tải theo thí nghiệm SPT

Lớp Loại đất NSPT cu,i li ' 'v cu/v' P cf fi cfilifi

- - - kN/m 2 (m) kN/m 3 kN/m 2 - - - kN/m 2 (kN)

 Cường độ sức kháng ma sát thân cọc: f n cf i i i 1

SCT cọc theo cường chỉ số SPT: c,u c p f

8.3.4 SCT cọc theo vật liệu (Mục 7.1.7, TCVN 10304 – 2014)

Sức chịu tải theo vật liệu làm cọc RVL được xác định theo công thức: cb

Rvl :Sức chịu tải theo vật liệu của cọc;

Rb = 17 (MPa) - Cường độ chịu nén tính toán của bê tông B30;

Rsc = = 260 (MPa) Cường độ chịu nén tính toán của cốt thép CB300 – V;

  - Hệ số điều kiện làm việc khi đổ bê tông theo phương đứng;

  - Khi khoan và đổ bê tông vào lòng hố khoan dưới dung dịch khoan hoặc dưới nước chịu áp lực du, không dùng ống vách giữ thành (Mục 7.1.9, TCVN 10304 – 2014);

 – Hệ số xét đến ảnh hưởng của uốn dọc phụ thuộc vào độ mảnh  , được xác định theo công thức (Mục 7.1.8 TCVN 10304 – 2014): φ = 1.028 - 0.0000288λ - 0.0016λ2

Đối với cọc tròn, đường kính được lấy là r, trong khi đối với cọc vuông, cạnh được sử dụng Khi tính toán cường độ vật liệu cho mọi loại cọc, có thể coi cọc như một thanh ngàm cứng trong đất tại tiết diện cách đáy đài một khoảng ltt xác định theo công thức tt 0 ε.

L = L + 2 α Trong đó: l0 là chiều dài đoạn cọc kể từ đáy đài cao tới cao độ sàn nền

5 p c ε α = kb γ EI - Hệ số biến dạng (Phụ lục A, TCVN 10304-2014) k - Hệ số tỷ lệ được lấy phụ thuộc loại đất bao quanh cọc (Bảng A.1, TCVN 10304 –

Chiều dày lớp đất lk được xác định bằng công thức lk = 3.5d + 1.5 = 5(m), trong đó d là đường kính của cọc tính từ mặt đất đối với cọc đài cao và từ đáy đài đối với cọc đài thấp Nếu trong phạm vi lk có hai lớp đất, hệ số sẽ được điều chỉnh theo công thức tương ứng.

   với l1 là chiều dày lớp đầu tiên trong phạm vi lk ;

E = 32500 (Mpa) – Mô đun đàn hồi của vật liệu làm cọc;

   - Mô men quán tính tiết diện ngang cọc; p d 1m 1 1 2 b      - Đường kính coc quy ước với d = 1 m c 3

  – Hệ số điều kiện làm việc đối với cọc độc lập

Hệ số biến dạng: 5 p 5 3 c ε kb 16500 2 α = 0.368 γ EI 3 32500 10 0.0491

Chiều dài tính toán của cọc: tt 0 ε

Sức chịu tải theo vật liệu làm cọc cb

8.3.5 SCT thiết kế cọc khoan nhồi D1000

Bảng 8 7 Sức chịu tải thiết kế

Cơ lý Cường độ SPT

(kN) (kN) (kN) (kN) - - (kN) (kN)

8.3.6 XÁC ĐỊNH ĐỘ LÚN CỌC ĐƠN

Mục 7.4.2, TCVN 10304 – 2014, tính toán độ lún của cọc đơn đối với cọc đơn không mở rộng mũi:

 N = 6052.3 (kN) là tải trọng thẳng đứng tác dụng lên cọc;

 G1 là module trượt trung bình của các lớp đất thuộc phạm vi chiều sâu hạ cọc Cho phép lấy G = 0.4× E = 0.4 × 22082 = 8832.8 1 0 (kN/m 2 );

  là độ cứng tương đối của cọc:

 kn là tiêu chuẩn cho phép lấy kn = 2;

 G2 là module trượt trung bình của các lớp đất trong phạm vi 0.5l dưới mũi cọc Cho phép lấy G = 0.4 × E = 0.4× 50277.79 = 20111.12 2 0 (kN/m 2 );

  ’ là hệ số tương ứng cọc cứng tuyệt đối:

  ’ giống như  ’ nhưng đối với trường hợp nền đồng nhất có đặc trưng G1 và

 Độ cứng đàn hồi mô hình cọc đơn c,d z

THIẾT KẾ MÓNG M1

Bảng 8 8 Kết quả nội lực móng M1

Móng Combo P tc (kN) M 2tc (kN) M 3tc (kN)

 Chọn số lượng cọc cho móng là 5

Hình 8 5 Phản lực đầu cọc M1 max   c,d

Vậy cọc thỏa điều kiện không bị phá hủy

8.4.2 Kiểm tra ổn định nền đất dưới đáy khối móng quy ước

Kích thước khối móng quy ước:

 Diện tích khối móng quy ước : S =B ×L =9.05×10.05.95(m ) qu qu qu 2

 Trọng lượng khối móng quy ước: qu qu qu f c tb

 Bqu – Bề rộng khối móng quy ước

 Lqu – Chiều dài khối móng quy ước

 tb – Dung trọng trung bình các lớp đất trên đài móng

8.4.3 Kiểm tra áp lực dưới đáy móng quy ước, áp lực tiêu chuẩn

8.4.3.1 Áp lực tiêu chuẩn tại đáy móng quy ước

Tải trọng tiêu chuẩn tác dụng lên khối móng; tc tc x tc y

 Áp lực tại đáy khối móng quy ước: tc x x tc qu

N +W tc qu y tc x max qu qu qu qu

  tc qu y tc x min qu qu qu qu

  tc tc tc max min tb

8.4.3.2 Áp lực nền tiêu chuẩn R II Áp lực nền tiêu chuẩn RII được xác định theo công thức:

II tc II II II II

Hệ số điều kiện làm việc của nền đất được ký hiệu là m1 = 1.1, trong khi hệ số điều kiện làm việc của nhà hoặc công trình là m2 = 1 Các hệ số này phản ánh tác động qua lại giữa công trình và nền đất, được quy định theo tiêu chuẩn 4.6.10 trong TCVN 9362 – 2012.

 ktc = 1 – Là hệ số độ tin cậy

 0.17, B = 1.66, D = 4.05 là các hệ số không thứ nguyên lấy theo Bảng 14, TCVN 9362 – 2012, phụ thuộc vào trị tính toán của góc ma sát trong II ;

 II = 18.89 (kN/m 3 ) là dung trọng tự nhiên của đất phía dưới đáy khối móng quy ước;

 , là dung trọng đẩy nổi của đất trên đáy khối móng quy ước;

 cII = 61.84 là lực dính của đất nằm trực tiếp dưới đáy khối móng quy ước;

 h0 là chiều sâu đến nền tầng hầm;

 h = 73.1 (m) là chiều sâu đặt móng so với cốt quy định bị bạt đi hoặc đắp thêm;

 ho = 8.1 (m) – là chiều sâu đến tầng hầm B2

 Giá trị áp lực nền tiêu chuẩn RII:

II tc II II II II

8.4.3.3 Kiểm tra áp lực dưới đáy móng quy ước max II

II tb min p 34.7 (kN) 1.2R =1.2 2650.19180.23(kN) p 10.7 (kN) R &50.19 (kN) p 86.7(kN) > 0

 Vậy thõa mãn điều kiện áp lực dưới đáy móng quy ước

8.4.4 Kiểm tra lún đối với khối móng quy ước

Chia lớp đất dưới đáy khối móng thành nhiều lớp dày 1m và tính toán ứng suất gây lún cho đến khi đạt điều kiện σ > 5σ Công thức tính ứng suất tại vị trí i được xác định bằng σ = σ + γ × hi, trong đó σ là ứng suất tại lớp đất, γ là trọng lượng riêng của đất, và hi là chiều dày lớp đất Đồng thời, ứng suất tại lớp đất i được tính theo công thức σ = k × σgl i 0,i gl oi.

 k0i là hệ số xác định theo Bảng C.1, TCVN 9362 – 2012, phụ thuộc vào tỉ số qu qu

Z B Mục C.1.6, TCVN 9362 – 2012 có quy định: Độ lún nền móng theo phương pháp cộng lớp xác định: n gl i i=0 i

  = 0.8 là hệ số không thứ nguyên;

 hi là chiều dày lớp đất thứ i;

 Ei là module biến dạng của lớp đất thứ i

Chia lớp đất dưới đáy khối móng thành nhiều lớp có chiều dày hi = 1 (m) và tính ứng suất gây lún cho đến khi thỏa mãn điều kiện σ > 5σ Công thức tính ứng suất tại vị trí ngừng tính được xác định là σ = σ + γ × hi, trong đó σ = k × σ gl i 0,i gl oi.

Mục C.1.6, TCVN 9362 – 2012 có quy định: Độ lún nền móng theo phương pháp cộng lớp xác định: n gl i i=0 i

Bảng 8 9 Kết quả tính lún móng M1

Lớp phân tố h i Z i Z/B qu k 0  i  i bt  i gl E  i bt

/ i gl S i m m kN/m 3 kN/m 2 kN/m 2 kN/m 2 cm

Vậy S = 4.710 cm < S = 10     (cm), thỏa điều kiện lún

8.4.6 Kiểm tra điều kiện chống xuyên thủng Điều kiện chống xuyên thủng móng : x y b,u bx,u by,u

 F- là lực gây ra xuyên thủng, là các phản lực nằm ngoài vùng chống xuyên

 Fb,u – Lực giới hạn chống xuyên b,u bt o

 Moment quán tính vùng chống xuyên thủng

 Moment chống uốn bt bx o bx max 2.5

M = = 078.26(kN.m) y bt by o by xmax

 Vậy thõa mãn điều kiện chống xuyên thủng móng

8.4.7 Tính toán cốt thép đài móng

Giả thiết agt = 50 (mm), h0 = h – a = 2000 – 50 = 1950 (mm)

97 Áp dụng công thức tính toán: m 2 b 0

Hàm lượng cốt thép hợp lý: s b min max R

Hình 8 6 Moment đài móng theo phương X, Y

Bảng 8 10 Bảng tính thép đài móng M1

Phương M 3 Width strip A s /1m Thép chọn A sc  kN/m m mm 2  a mm 2 %

THIẾT KẾ MÓNG M2

Móng Combo P tc (kN) M 2tc (kN) M 3tc (kN)

Hình 8 8 Phản lực đầu cọc M2 max   c,d

Vậy cọc thỏa điều kiện không bị phá hủy

8.5.2 Xác định khối móng quy ước qu d c tb qu d c tb φ 12.13

 Diện tích khối móng quy ước : S =B ×L 69×13.693.73(m ) qu qu qu 2

 tb – Dung trọng trung bình các lớp đất trên đài móng

8.5.3.2 Áp lực nền tiêu chuẩn RII Áp lực nền tiêu chuẩn RII được xác định theo công thức

II tc II II II II

Hệ số điều kiện làm việc của nền đất được ký hiệu là m1 = 1.1, trong khi hệ số điều kiện làm việc của nhà hoặc công trình tương ứng là m2 = 1 Các hệ số này thể hiện sự tương tác giữa công trình và nền đất, được quy định theo tiêu chuẩn 4.6.10 TCVN 9362 – 2012.

 A = 0.17, B = 1.66, D = 4.05 là các hệ số không thứ nguyên lấy theo Bảng

14, TCVN 9362 – 2012, phụ thuộc vào trị tính toán của góc ma sát trong

 cII = 61.837 là lực dính của đất nằm trực tiếp dưới đáy khối móng quy ước

II tc II II II II

8.5.3.3 Kiểm tra áp lực dưới đáy móng quy ước max II tb II min p 60.6 (kN) 1.2R =1.2 2663.1195.72 (kN) p 58.25 (kN) R = 2663.1(kN) p 55.9(kN) > 0

Chia lớp đất dưới đáy khối móng thành nhiều lớp dày 1 mét Tính toán ứng suất gây lún cho đến khi đạt điều kiện σ > 5σ, tại vị trí ngừng tính lún Công thức tính ứng suất là σ = σ + γ × hi, trong đó σ = k × σ gl i 0,i gl oi.

Mục C.1.6, TCVN 9362 – 2012 có quy định: Độ lún nền móng theo phương pháp cộng lớp xác định: n gl i i=0 i

Bảng 8 12 Kết quả tính lún móng M2 Lớp phân tố h i Z i Z/B qu k 0  i  ibt  igl E  ibt / igl S i m m kN/m 3 kN/m 2 kN/m 2 kN/m 2 cm

8.5.5 Kiểm tra điều kiện chống xuyên thủng x y b,u bx,u by,u

 Fb,u – Lực giới hạn chống xuyên b,u bt o

 Moment quán tính vùng chống xuyên thủng

 Moment chống uốn bt bx o bx max

Giả thiết agt = 50 (mm), h0 = h – a = 2000 – 50 = 1950 (mm) Áp dụng công thức tính toán: m 2 b 0

Hình 8 9 Moment đài móng M2 theo phương X, Y Bảng 8 13 Bảng tính thép đài móng M2

Phương M 3 Width strip A s /1m Thép chọn A sc  kN/m m mm 2  a mm 2 %

Thiết kế móng lõi thang M3

Bảng 8 14 Nội lực móng lõi thang M3 Móng Combo P tc (kN) M 2tc (kN) M 3tc (kN)

8.6.1 Chọn và bố trí cọc tc c c,d

Hình 8 10 Mặt bằng bố trí cọc móng lõi thang M3

8.6.2 Kiểm tra phản lực đầu cọc

Hình 8 11 Phản lực đầu cọc móng lõi thang M3 max c,d min

 Vậy cọc thõa điều kiện phản lực đầu cọc và không bị phá hủy

8.6.3 Xác định khối móng quy ước qu d c tb qu d c tb φ 12.13

 Diện tích khối móng quy ước : S =B ×L ".69 22.69Q4.84(m ) qu qu qu  2

tb – Dung trọng trung bình các lớp đất trên đài móng

8.6.4.2 Áp lực nền tiêu chuẩn RII Áp lực nền tiêu chuẩn RII được xác định theo công thức

II tc II II II II

Hệ số điều kiện làm việc của nền đất được ký hiệu là m1 = 1.1, trong khi hệ số điều kiện làm việc của nhà hoặc công trình là m2 = 1 Hai hệ số này có tác dụng qua lại với nền đất, theo quy định tại điều 4.6.10 của TCVN 9362 – 2012.

 A = 0.17, B = 1.66, D = 4.05 là các hệ số không thứ nguyên lấy theo Bảng

14, TCVN 9362 – 2012, phụ thuộc vào trị tính toán của góc ma sát trong

 cII = 61.837 là lực dính của đất nằm trực tiếp dưới đáy khối móng quy ước

II tc II II II II

8.6.4.3 Kiểm tra áp lực dưới đáy móng quy ước max II

II tb min p = 356.7(kN) 1.2R =1.2 2698.4238.1 (kN) p = 347.95(kN) R &98.4 (kN) p 39.2(kN) > 0

Chia lớp đất dưới đáy khối móng thành nhiều lớp với chiều dày hi = 1 (m) Tính toán ứng suất gây lún cho đến khi đạt điều kiện σ > 5σ, tại vị trí dừng tính bt i i gl lún Công thức tính ứng suất là σ = σ + γ × hi, với σ = k × σ gl i 0,i gl oi.

Z B Mục C.1.6, TCVN 9362 – 2012 có quy định: Độ lún nền móng theo phương pháp cộng lớp xác định: n gl i i=0 i

 ; Ý nghĩa các thông số được trình bày bên trên

Lớp phân tố h i Z i Z/B qu k 0  i  i bt  i gl E  i bt

/ i gl S i m m kN/m 3 kN/m 2 kN/m 2 kN/m 2 cm

8.6.6 Điều kiện chống xuyên thủng móng

Hình 8 12 Vùng chống xuyên móng lõi thang M3

Xác định tâm của tháp chống xuyên:

Bảng 8 16 Xác định tâm của tháp chống xuyên móng M3

Phần tử Chiều dài Tọa độ X của trọng tâm

Tọa độ Y của trọng tâm Ix Iy

Xác định tọa độ tâm tháp chống xuyên i i

 Moment chống uốn bt bx o bx max 6.95

M = = @4766.41(kN.m) y bt by o by xmax 7.42

• Fb,u – Lực giới hạn chống xuyên b,u bt o

F= F 3578.67 (kN) i Điều kiện chống xuyên thủng móng :

Giả thiết agt = 50 (mm), h0 = h – a = 2000 – 50 = 1950 (mm). Áp dụng công thức tính toán: m 2 b 0

Hình 8 13 Moment đài móng M3 theo phương X, Y

Bảng 8 17 Bảng tính thép đài móng M3

Phương M 3 Width strip A s Thép chọn A sc  kN/m m mm 2 Số lớp thép  a mm

THIẾT KẾ TƯỜNG VÂY

Tiêu đề	Thiết Kế Chung Cư Phú Thiện Đồ Án Tốt Nghiệp Ngành Công Nghệ Kỹ Thuật Công Trình Xây Dựng
Trường học	Trường Đại Học Công Nghệ
Chuyên ngành	Công Nghệ Kỹ Thuật Công Trình Xây Dựng
Thể loại	Đồ án tốt nghiệp

Định dạng
Số trang	138
Dung lượng	18,76 MB

Thiết kế chung cư phú thiện đồ án tốt nghiệp ngành công nghệ kỹ thuật công trình xây dựng

TỔNG QUAN KIẾN TRÚC CÔNG TRÌNH

GIỚI THIỆU CÔNG TRÌNH

GIẢI PHÁP KỸ THUẬT

TỔNG QUAN KẾT CẤU CÔNG TRÌNH

CƠ SỞ THIẾT KẾ

PHƯƠNG ÁN KẾT CẤU

TẢI TRỌNG VÀ TÁC ĐỘNG

TĨNH TẢI

HOẠT TẢI

TẢI TRỌNG GIÓ

TẢI TRỌNG ĐỘNG ĐẤT

Phân tích dao động trong tính toán tải trọng động đất

Tổ hợp tải trọng

KIỂM TRA TRẠNG THÁI GIỚI HẠN II (TTGH II)

KIỂM TRA ĐIỀU KIỆN ỔN ĐỊNH CHỐNG LẬT

THIẾT KẾ KHUNG

THIẾT KẾ DẦM TẦNG ĐIỂN HÌNH (TCVN 5574 – 2018)

THIẾT KẾ VÁCH ĐƠN

THIẾT KẾ VÁCH LÕI

THIẾT KẾ MÓNG

Thống kê địa chất hố khoan HK1

Lựa chọn phương án thiết kế móng

Sức chịu tải (SCT) cọc khoan nhồi D1000

THIẾT KẾ MÓNG M1

THIẾT KẾ MÓNG M2

Thiết kế móng lõi thang M3

THIẾT KẾ TƯỜNG VÂY

Xây dựng mơ hình tính tốn