(Đồ án tốt nghiệp ngành Công nghệ kỹ thuật công trình xây dựng) Thiết kế chung cư The Aces Building

(Đồ án tốt nghiệp ngành Công nghệ kỹ thuật công trình xây dựng) Thiết kế chung cư The Aces Building(Đồ án tốt nghiệp ngành Công nghệ kỹ thuật công trình xây dựng) Thiết kế chung cư The Aces Building(Đồ án tốt nghiệp ngành Công nghệ kỹ thuật công trình xây dựng) Thiết kế chung cư The Aces Building(Đồ án tốt nghiệp ngành Công nghệ kỹ thuật công trình xây dựng) Thiết kế chung cư The Aces Building(Đồ án tốt nghiệp ngành Công nghệ kỹ thuật công trình xây dựng) Thiết kế chung cư The Aces Building(Đồ án tốt nghiệp ngành Công nghệ kỹ thuật công trình xây dựng) Thiết kế chung cư The Aces Building(Đồ án tốt nghiệp ngành Công nghệ kỹ thuật công trình xây dựng) Thiết kế chung cư The Aces Building(Đồ án tốt nghiệp ngành Công nghệ kỹ thuật công trình xây dựng) Thiết kế chung cư The Aces Building(Đồ án tốt nghiệp ngành Công nghệ kỹ thuật công trình xây dựng) Thiết kế chung cư The Aces Building(Đồ án tốt nghiệp ngành Công nghệ kỹ thuật công trình xây dựng) Thiết kế chung cư The Aces Building(Đồ án tốt nghiệp ngành Công nghệ kỹ thuật công trình xây dựng) Thiết kế chung cư The Aces Building(Đồ án tốt nghiệp ngành Công nghệ kỹ thuật công trình xây dựng) Thiết kế chung cư The Aces Building(Đồ án tốt nghiệp ngành Công nghệ kỹ thuật công trình xây dựng) Thiết kế chung cư The Aces Building(Đồ án tốt nghiệp ngành Công nghệ kỹ thuật công trình xây dựng) Thiết kế chung cư The Aces Building(Đồ án tốt nghiệp ngành Công nghệ kỹ thuật công trình xây dựng) Thiết kế chung cư The Aces Building

TỔNG QUAN KIẾN TRÚC CÔNG TRÌNH

Giới thiệu công trình

Ngày nay cùng với sự phát triển của nền kinh tế quốc gia, dân số ngày càng tăng nhanh, đất có thể dùng cho xây dựng giảm đi giá đất không ngừng tăng cao, sự tiến bộ của khoa học kỹ thuật xây dựng, phát minh của thang máy, cơ giới hóa và điện khí hóa trong xây dựng được áp dụng rộng rãi; bên cạnh đó nhu cầu về nhà ở của người dân ngày càng nâng cao: nếu như ngày trước nhu cầu của con người là “ăn no, mặc ấm” thì ngày nay nhu cầu đó phát triển thành “ăn ngon, mặc đẹp”

Mặt khác, trong xu thế hội nhập kinh tế quốc tế, thành phố Hồ Chí Minh cần chỉnh trang bộ mặt đô thị: thay thế dần các khu dân cư ổ chuột, các chung cư cũ đã xuống cấp bằng các chung cư ngày một tiện nghi hơn phù hợp với quy hoạch đô thị của thành phố là một yêu cầu rất thiết thực

Vì những lý do trên, chung cư The Aces Building ra đời nhằm đáp ứng những nhu cầu của người dân cũng như góp phần vào sự phát triển chung của thành phố

- Tên công trình: Chung cư The Aces Building

- Công trình nằm ở Hóc Môn, thành phố Hồ Chí Minh

1.1.2 Quy mô và đặc điểm công trình

Công trình chung cư The Aces Building là công trình xây dựng cấp 1 (Theo phụ lục 1 – Thông tư số 10/2013/TT-BXD ngày 25/07/2013 của Bộ Xây dựng) Thông tin công trình:

- Công trình gồm các nhà văn phòng và căn hộ 19 tầng cao 71.6m chưa kể tầng hầm

- Tầng hầm 1,2 và 3: Khu vực bãi giữ xe cho dân cư căn hộ cũng như là dân cư khu vực lân cận trong đó tầng hầm 1 được dùng để giữ xe gắn máy, tầng hầm 2 và 3 được sử dụng để giữ xe ô tô Bên cạnh đó tầng hầm cũng là nơi chứa các trang thiết bị phục vụ cho chiếu sáng dự phòng như máy phát điện, kho…

- Tầng lửng và trệt: chủ yếu dùng để kinh doanh dịch vụ, cửa hàng buôn bán như trung tâm mua sắm, show-room trưng bày sản phẩm

- Tầng 1-18: khu căn hộ với mỗi tầng 8 căn hộ đáp ứng nhu cầu nhà ở của người dân

- Tầng thượng: Khu vực trống với 2 bể nước mái cung cấp nước cho căn hộ và nước chữa cháy cho toàn bộ chung cư

1.1.3 Một số bản vẽ công trình

Hình 1.1: Mặt đứng công trình

Hình 1.2: Mặt bằng tầng điển hình

Hình 1.3: Mặt bằng tầng hầm

Giải pháp kiến trúc cho công trình

Tầng hầm nằm ở cốt cao độ -10.500 m, được bố trí ram dốc từ mặt đất đến tầng hầm theo 2 hướng khác nhau, lối ra vào bố trí phù hợp tránh gây lộn xộn khó quản lý Ta thấy vì công năng công trình chính là cho thuê căn hộ nên tầng hầm diện tích phần lớn dùng cho việc để xe đi lại (garage), bố trí các hộp gain hợp lý và tạo

5 không gian thoáng nhất có thể cho tầng hầm Hệ thống cầu thang bộ và thang máy bố trí ngay vị trí vào tầng hầm → người sử dụng có thể nhìn thấy ngay lúc vào phục vụ việc đi lại Đồng thời hệ thống PCCC cũng dễ dàng nhìn thấy

Công trình có mặt bằng hình chữ nhật với tỉ lệ hai cạnh không lớn L/B 0.25g Công trình nằm ở Quận Thanh Khê với vg g a = 0.9a = 0.9  0.1002g = 0.09g  0.25g nên không cần xét đến thành phần đứng của tải trọng động đất Do đó, không cần xây dựng phổ phản ứng theo phương đứng Theo TCXDVN 9386-2012: với các thành phần nằm ngang của tác động động đất, phổ thiết kế Sd(T) được xác định theo các công thức như sau:

Sd(T): phổ phản ứng thiết kế

T: là chu kì dao động của hệ tuyến tính một bậc tự do ag: là gia tốc nền thiết kế trên nền loại B (ag = γI×agR)

TB: là giới hạn dưới của chu kì, ứng với đoạn nằm ngang của phổ phản ứng gia tốc

TC: là giới hạn trên của chu kì, ứng với đoạn nằm ngang của phổ phản ứng gia tốc

TD: là giá trị xác định điểm bắt đầu của phần phản ứng dịch chuyển không đổi trong phổ phản ứng

S: là hệ số nền q: hệ số ứng xử q = 3.9 β: hệ số ứng với cận dưới của phổ thiết kế theo phương nằm ngang, β = 0.2 Với βag = 0.198

Bảng 3.14: Các tham số mô tả phổ phản ứng đàn hồi

Loại nền đất S TB(s) TC(s) TD(s)

(Xem kết quả tính toán bảng A.13 phụ lục A)

Hình 3.8: Biểu đồ phổ thiết kế dùng cho phân tích đàn hồi

3.4.3.4 Xây dựng phương trình phổ phản ứng trong phần mềm Etabs 2016

Với các tham số xác định phổ phản ứng như đỉnh gia tốc nền, hệ số tầm quan trọng, loại đất nền sinh viên tiến hành khai báo phổ thiết kế trong Etabs 2016 như sau: Vào menu Define → Functions → Response Spectrum, tiến hành khai báo, kết quả được thể hiện như hình sau:

Hình 3.9: Phổ thiết kế khai báo trong etabs 2016.

Kiểm tra ổn định tổng thể công trình

3.5.1 Kiểm tra ổn định chống lật Để công trình không bị lật khi chịu tác động của tải trọng ngang gây ra cần phải thoả điều kiện sau: Tỉ lệ giữa momen chống lật và momen gây lật do tải trọng động đất gây ra phải thỏa mãn điều kiện: M CL M L 1.5

Trong đó: MCL, ML lần lượt là momen chống lật và momen gây lật

Theo điều 3.2 TCVN 198-1997 đối với công trình nhà cao tầng bê tông cốt thép có tỉ lệ chiều cao trên chiều rộng lớn hơn 5 mới kiểm tra khả năng chống lật dưới tác dụng của tải trọng gió và động đất Mặc khác, công trình được đặt trên hệ móng cọc nên khả năng chống lật là rất cao

Với các kích thước mặt bằng (BL) = (59x38.7) m, có chiều cao công trình so với mặt đất là 74.6 m

 Vậy không cần kiểm tra lật của công trình đối với tải trọng ngang

3.5.2 Kiểm tra chuyển vị công trình gây ra do tải trọng gió

3.5.2.1 Kiểm tra chuyển vị đỉnh của công trình gây ra do tải trọng gió

Kết quả kiểm tra chuyển vị đỉnh của công trình dưới tác động của tải trọng gió như sau:

Bảng 3.15: Kiểm tra chuyển vị đỉnh của công trình do tác trọng gió

Kiểm tra chuyển vị đỉnh

WX (+) WX (-) WY (+) WY (-) [zj /500]

(mm) (mm) (mm) (mm) (mm)

TOP ROOF 3.6 74.6 29.09 -29.69 28.38 -27.17 149.2 ROOF 3.5 71 27.53 -28.09 27.34 -26.21 142.0 Tầng 18 3.5 67.5 26.01 -26.54 26.32 -25.28 135.0 Tầng 17 3.5 64 24.49 -24.98 25.27 -24.30 128.0 Tầng 16 3.5 60.5 22.95 -23.41 24.17 -23.27 121.0 Tầng 15 3.5 57 21.41 -21.82 23.00 -22.19 114.0 Tầng 14 3.5 53.5 19.84 -20.22 21.77 -21.03 107.0 Tầng 13 3.5 50 18.27 -18.61 20.46 -19.80 100.0 Tầng 12 3.5 46.5 16.69 -16.99 19.07 -18.48 93.0 Tầng 11 3.5 43 15.10 -15.38 17.60 -17.08 86.0 Tầng 10 3.5 39.5 13.53 -13.77 16.07 -15.61 79.0 Tầng 9 3.5 36 11.97 -12.18 14.47 -14.07 72.0 Tầng 8 3.5 32.5 10.43 -10.61 12.81 -12.48 65.0

Hình 3.10: Kiểm tra chuyển vị đỉnh do tải trọng gió

Theo đó, chuyển vị đỉnh lớn nhất của công trình là f= 29.69 (mm)

Theo TCVN 5574:2018, đối với nhà nhiều tầng có liên kết giữa tường ngăn với khung bất kì có chuyển vị giới hạn fu f u =H 500t.6 1000 500 149.2 mm =

Vậy f ).69 mm =f u 115 mmcông trình thỏa điều kiện về chuyển vị

Song, sinh viên xuất chuyển vị đỉnh từ mô hình Etabs 16 được kết quả như sau:

Hình 3.11: Chuyển vị đỉnh lớn nhất của công trình từ Etabs

Chuyển vị đỉnh lớn nhất của công trình từ Etabs là f max 0.58 mm =f u 115 mm

Nhận xét: chuyển vị đỉnh lớn nhất của công trình được tính bằng 2 cách ra kết quả gần giống nhau, chênh lệch khoảng 2% Cả 2 kết quả đều cho thấy công trình đảm bảo điều kiện chuyển vị đỉnh lớn nhất theo TCVN 5574:2018

3.5.2.1 Kiểm tra chuyển vị lệch tầng của công trình gây ra do tải trọng gió

Kết quả kiểm tra chuyển vị lệch tầng của công trình dưới tác động của tải trọng gió như sau:

Bảng 3.16: Kiểm tra chuyển vị lệch tầng của công trình do tác trọng gió

Kiểm tra chuyển vị lệch tầng Drift-X(+) Drift-X(-) Drift-Y(+) Drift-Y(-) [Δ-Drift] TOP ROOF 3.6 74.6 0.00044 0.00045 0.00029 0.00027 0.002 ROOF 3.5 71 0.00043 0.00044 0.00029 0.00027 0.002 Tầng 18 3.5 67.5 0.00044 0.00045 0.00030 0.00028 0.002 Tầng 17 3.5 64 0.00044 0.00045 0.00032 0.00030 0.002 Tầng 16 3.5 60.5 0.00044 0.00045 0.00033 0.00031 0.002 Tầng 15 3.5 57 0.00045 0.00046 0.00035 0.00033 0.002 Tầng 14 3.5 53.5 0.00045 0.00046 0.00038 0.00035 0.002 Tầng 13 3.5 50 0.00045 0.00046 0.00040 0.00038 0.002 Tầng 12 3.5 46.5 0.00045 0.00046 0.00042 0.00040 0.002 Tầng 11 3.5 43 0.00045 0.00046 0.00044 0.00042 0.002 Tầng 10 3.5 39.5 0.00045 0.00046 0.00046 0.00044 0.002 Tầng 9 3.5 36 0.00044 0.00045 0.00047 0.00046 0.002 Tầng 8 3.5 32.5 0.00043 0.00044 0.00049 0.00047 0.002 Tầng 7 3.5 29 0.00041 0.00042 0.00049 0.00048 0.002 Tầng 6 3.5 25.5 0.00039 0.00040 0.00049 0.00048 0.002 Tầng 5 3.5 22 0.00037 0.00038 0.00048 0.00047 0.002 Tầng 4 3.5 18.5 0.00034 0.00035 0.00046 0.00045 0.002 Tầng 3 3.5 15 0.00031 0.00031 0.00042 0.00041 0.002 Tầng 2 3.5 11.5 0.00027 0.00027 0.00036 0.00036 0.002 Tầng 1 3.5 8 0.00022 0.00022 0.00028 0.00028 0.002

Kiểm tra chuyển vị lệch tầng Drift-X(+) Drift-X(-) Drift-Y(+) Drift-Y(-) [Δ-Drift] MEZZ 4.5 4.5 0.00014 0.00014 0.00015 0.00014 0.002 GROUD 0 0 0.00004 0.00004 0.00002 0.00002 0.002

Hình 3.12: Kiểm tra chuyển vị lệch tầng do tải trọng gió Theo TCVN 5574-2018 chuyển vị lệch tầng theo phương ngang có yêu cầu cấu tạo:   1 0.002

 P0 = Kết quả kiểm tra f u,max =0.00049giữa tầng 6 đến tầng 8 cho thấy công trình thỏa điều kiện về chuyển vị

Song, sinh viên xuất chuyển vị lệch tầng từ mô hình Etabs 16 được kết quả như sau:

STORY DRIFTDrift-X(-) Drift-X(-) Drift-Y(+)Drift-Y(-) [Δ-Drift]

Hình 3.13: Chuyển vị lệch tầng lớn nhất công trình từ Etabs

Chuyển vị lệch tầng lớn nhất của công trình từ Etabs là 0.0005680.002 mmcho thấy công trình thỏa điều kiện về chuyển vị

Nhận xét: cả 2 kết quả tính toán chuyển vị lệch tầng do tác động gió không có sự chênh lệch quá lớn, đều nằm trong giới hạn cho phép đảm bảo công trình ổn định

3.5.3 Kiểm tra chuyển vị công trình gây ra do tải trọng động đất

3.5.3.1 Kiểm tra hiệu ứng P-Δ Đối với các công trình chịu tải ngang lớn như tải trọng động đất ta cần kiểm tra công trình có cần xét tới hiệu ứng bậc 2 (hiệu ứng P− ) hay không TCVN 9386:2012 mục 4.4.2.2 trang 75 quy định không cần xét tới các hiệu ứng bậc 2 (hiệu ứng P− ) nếu tại tất cả các tầng thỏa mãn điều kiện sau: tot r tot

là hệ số nhạy cảm của chuyển vị ngang tương đối giữa các tầng

P là tổng tải trọng trường tại tầng đang xét và các tầng bên trên nó khi thiết tot kế chịu động đất d (drift) là chuyển vị ngang thiết kế tương đối giữa các tầng, được xác định như là r hiệu của các chuyển vị ngang trung bình tại trần và sàn của tầng đang xét được tính như sau: d s =q d d c

Trong đó d là chuyển vị của một điểm của hệ kết cấu gây ra bởi tác động động đất thiết kế s q là hệ số ứng xử chuyển vị, q=3.9 d d c là chuyển vị của cùng điểm đó của hệ kết cấu được xác định bằng phân tích tuyến tính dựa trên phổ phản ứng thiết kế

V là tổng lực cắt tầng do động đất gây ra tot h là chiều cao tầng

Giá trị của hệ số  không được vượt quá 0.3

Bảng 3.17: Kết quả tính toán hiệu ứng P− 

Story P Vx Vy Drift-X Drift-Y θx θy [Drift] [θ] kN kN kN Δdc/h(X) Δdc/h(Y)

Hình 3.14: Kiểm tra hệ số nhạy cảm với chuyển vị ngang của công trình

Kết quả kiểm tra cho thấy công trình có hệ số nhạy cảm với chuyển vị ngang thỏa điều kiện

3.5.3.2 Chuyển vị ngang tương đối giữa các tầng do tải trọng động đất

Theo mục 4.4.3.2 TCVN 9386:2012, chuyển vị ngang tương đối giữa các tầng cần được khống chế theo điều kiện sau: r r d 0.005 d 0.005h

Trong đó: dr h là giá trị chuyển vị tầng tương đối của tất cả các tầng của công trình theo cả 2 phương X và Y

 là hệ số chiết giảm xét đến chu kì lặp thấp hơn của tác động động đất liên quan đến yêu cầu hạn chế hư hỏng hoặc liên quan đến mức độ quan trọng của nhà, cho phép lấy  =0.4 cho mức độ quan trọng II

Từ bảng 3.13, cho thấy kết quả chuyển vị ngang tương đối giữa các tầng như hình bên dưới:

Hình 3.15: Kiểm tra chuyển vị ngang tương đối giữa các tầng

Kết quả kiểm tra cho thấy công trình đang xét thỏa điều kiện chuyển vị ngang tương đối giữa các tầng do tải trọng động đất

3.5.4 Kiểm tra lực dọc quy đổi cột

Khống chế tiết diện cột theo điều kiện lực dọc quy đổi theo mục 5.4.3.2.1 TCVN 9386:2012 cd

N là lực dọc của vách được xuất từ tổ hợp tĩnh tải và hoạt tải trong trường hợp xét đến tác động của tải trọng động đất

A là diện tích cột f là cường độ chịu nén tính toán của bê tông:cd cd cc ck c f =  f

 f là cường độ chịu nén tiêu chuẩn của mẫu trụ bê tông ở 28 ngày tuổi ck

c là hệ số an toàn riêng cho bê tông đối với công trình đặc biệt theo khuyến nghị trong phụ lục Quốc gia ta lấy  = c 1.2

cc là hệ số tính đến ảnh hưởng của tác dụng (tải trọng) dài hạn đến cường độ chịu nén và ảnh hưởng bất lợi do phương pháp đặt tải, Lấy  = cc 1

B30C35f ck % cd cc ck c f 25 f 1 20.83 MPa

Tiết hành chạy mô hình bằng phần mềm Etabs 2016 với kích thước cột đã chọn như mục 2.3.2 kiểm tra lực dọc theo điều kiện lực dọc quy đổi và hàm lượng thép tối đa trong cột thì nhiều kích thước cột đã sơ bộ không thỏa vì thế sinh viên đã tăng tiết diện cột và chạy lại mô hình nhiều lần đến khi các điều kiện trên thỏa (bảng kiểm tra được trình bày trong Phụ lục 3) Kết quả tiết diện cột sau cùng được trình bày như bảng sau:

Bảng 3.18:Kích thước tiết diện cột

Tầng Cột giữa Cột biên Cột góc

Cx (cm) Cy (cm) Cx (cm) Cy (cm) Cx (cm) Cy (cm)

Tầng Cột giữa Cột biên Cột góc

Cx (cm) Cy (cm) Cx (cm) Cy (cm) Cx (cm) Cy (cm)

Tổ hợp tải trọng

Bảng 3.19: Kí hiệu các loại tải trọng

Ký hiệu Loại tải trọng

DL Trọng lượng bản thân các cấu kiện bê tông cốt thép

SDL Tĩnh tải do gạch lát nền, vữa lót, vữa trát, trần treo, ,

BW Tĩnh tải do tường xây

LL Hoạt tải chất đầy trên các sàn

WX Tải trọng gió theo phương x

WY Tải trọng gió theo phương y

SpecX Tải trọng động đất theo phương x

SpecY Tải trọng động đất theo phương y

Nguyên tắc tổ hợp tải trọng

+ Tĩnh tải + 0.9 Hoạt tải + 0.9 Gió

+ Tĩnh tải + động đất +   2,i Hoạt tải (Mục 3.2.4 TCVN 9386:2012)

Các giá trị  2,i cho trong Bảng 3.4 TCVN 9386:2012

Bảng 3.20: Các giá trị ψ 2, i đối với nhà

Tải trọng đặt lên nhà, loại

Loại A: Khu vực nhà ở, gia đình 0.3

Loại B: Khu vực văn phòng 0.3

Loại C: Khu vực hội họp 0.6

Loại D: Khu vực mua bán 0.6

Loại E: Khu vực kho lưu trữ 0.8

Loại F: Khu vực giao thông, trọng lượng xe ≤ 30kN 0.6

Loại G: Khu vực giao thông, 30kN ≤ Trọng lượng xe ≤ 160kN 0.3

Ngoài ra đối với tổ có tải trọng động đất TCVN 9386:2012 mục 4.3.1(7) quy định về việc sử dụng hệ số suy giảm độ cứng 0.5 cho tất cả các cấu kiện, hệ số này nhằm kể đến hệ quả vết nứt của các cấu kiện

Bảng 3.21: Tổ hợp tải trọng trạng thái giới hạn I (tính toán)

Tổ hợp DL SDL BW LL WX WY SpecX SpecY

Enve Envelope (ULS1, ULS2, ULS3, …, ULS17)

3.5.3.1 Tổ hợp tải trọng trạng thái giới hạn về sử dụng:

Bảng 3.22: Tổ hợp tải trọng trạng thái giới hạn II (tiêu chuẩn)

Tổ hợp DL SDL BW LL WX WY SpecX SpecY

Enve Envelope (SLS1, SLS2, SLS3, …, SLS17)

(*) Các tổ hợp (ULS1, ULS2, …, ULS9), (SLS1, SLS2, …, SLS9): được tổ hợp dựa theo TCVN 2737:1995 mục 2.4.1 với hệ số độ tin cậy được lấy theo các mục (3.2, 4.3.3, 6.3)

(**) Các tổ hợp (ULS10, ULS11, …, ULS17) & (SLS10, SLS11, …, SLS17): được tổ hợp dựa theo TCVN 9386:2012 mục 4.3.3.5.1

(***) Công trình sinh viên đang làm thuộc dạng công trình lớn, nên thời gian sử dụng chọn 100 năm Theo bảng 4.3 QCVN 02- 2009, hệ số chuyển đổi áp lực gió từ chu kỳ 20 năm sang chu kì khác (100 năm) là 1.37

(****) ULS – Ultimate Limit State; SLS – Serviceability Limit State

TÍNH TOÁN THIẾT KẾ SÀN ĐIỂN HÌNH

Sơ bộ tiết diện các cấu kiện

Phần sơ bộ tiết diện sàn phẳng được trình bày trong mục 2.3

Trong phần này sinh viên lựa chọn sàn phẳng có thêm mũ cột Mũ cột được thể hiện như hình sau:

Hình 4.1: Bố trí mũ cột cho sàn

Mũ cột có tác dụng:

- Tăng khả năng chống cắt cho sàn

- Tăng khả năng chịu moment âm của sàn

- Tăng độ cứng cho sàn từ đó giảm độ võng của sàn

Tải trọng tác động

Phần tải trọng tác động lên sàn đã được trình bày trong mục 3.2

Tính toán cốt thép sàn tầng điển hình

Hình 4.2: Mô hình sàn trong Safe 2016

Cụng trỡnh cú sàn đối xứng nờn sinh viờn trỡnh bày nội lực ẵ sàn bờn dưới

Tiến hành cắt các dãy Strip có bề rộng L/4 ở gối và L/2 ở nhịp để tiến hành tính toán

Hình 4.3: Mặt bằng Strip A phương X

Hình 4.4: Mặt bằng Strip B phương Y

Hình 4.5: Nội lực Strip A theo phương X

Hình 4.6: Nội lực Strip B theo phương Y

Công trình có các ô bản đối xứng theo 2 phương để thuận tiện trong việc sắp xếp thứ tự giá trị momen trong các dãy Strip sinh viên đánh số thứ tự ô bản của 1/4 mặt bằng như sau:

Hình 4.7: Số thứ tự ô bản tính toán sàn

Nhận thấy kết quả nội lực sàn của mặt bằng đối xứng theo hai phương nên để tiện theo dõi sinh viên đặt tên Strip ở 1/4 mặt bằng như:

Hình 4.8: Dãy Strip A của 1/4 mặt bằng theo phương X

Hình 4.9: Dãy Strip B của 1/4 mặt bằng theo phương Y

Mỗi ô bản theo mỗi phương sinh viên lọc lấy momen lớn nhất ở nhịp và gối, sau đó quy momen về trên 1m chiều dài để tính toán cốt thép cho sàn Tính toán thép sàn được thực hiện như sau:

Vật liệu tính toán đã được chọn như mục 2.2

Diện tích cốt thép cần thiết: s b o

=  R Kiểm tra hàm lượng cốt thép đối với nhóm cốt thép CB500-V:

(Xem kết quả tính toán bảng B.1 phụ lục B)

Kiểm tra chọc thủng sàn

Khi kiểm tra khả năng chống chọc thủng của sàn thì trước tiên kiểm tra trường hợp cấu kiện không được đặt cốt thép ngang, nếu không đủ thì cần bổ sung cốt thép ngang để cùng tham gia chống chọc thủng với bê tông

Hình 4.10: Mô hình tính toán chọc thủng quy ước

Khả năng chọc thủng của sàn được tính toán theo mục 8.1.6.3.1 trang 90, TCVN 5574:2018 Tính toán chọc thủng cấu kiện không có cốt thép ngang khi có tác dụng đồng thời của lực tập trung và mômen uốn tập trung được tiến hành theo điều kiện: x y b,u bx,u by,u

F là lực tập trung do ngoại lực

M là mômen uốn tập trung do ngoại lực, được kể đến trong tính toán chọc thủng

Fb, u, Mb, u lần lượt là lực tập trung giới hạn mà bê tông có thể chịu được b,u bt b

F = R  A ; mômen uốn tập trung giới hạn mà bê tông có thể chịu được trong tiết diện tính toán M b,u = R bt  W b  h 0

Wb là mômen kháng uốn của đường bao tính toán của tiết diện ngang (xem trong bảng 4.1)

Ab là tiết diện ngang tính toán nằm ở khoảng cách 0.5ho, tính từ biên của diện truyền lực tập trung F, với chiều cao làm việc của tiết diện ho, A b = u h o u là chu vi đường bao của tiết diện ngang tính toán h0 là chiều cao làm việc quy đổi của tiết diện, h 0 = 0.5  (h 0 x + h 0 y ), với h0x và h0y là chiều cao làm việc của tiết diện đối với cốt thép dọc nằm theo phương các trục X và Y

Bảng 4.1: Mô men kháng uốn W của đường bao tính toán

Cụng trỡnh cú mặt bằng đối xứng theo hai phương, do đú xột trờn ẳ mặt bằng sinh viên chọn vị trí cột xét chọc thủng như hình bên dưới:

Hình 4.11: Chọn cột tính chọc thủng Bảng 4.2: Kiểm tra chọc thủng sàn tầng 16

Vị trí cột Cột 16D Cột 1C Cột 1A Cột 2A

My kN.m 1.5 9.9 3.6 8.3 h0 mm 280 280 280 280 um mm 3520 2360 1480 2360

Vậy sàn thỏa điều kiện chọc thủng

Tính toán vết nứt cho sàn

4.5.1.1 Điều kiện hình thành vết nứt

Theo mục 8.2.2.1 TCVN 5574:2018, tính toán theo sự hình thành vết nứt của cấu kiện bê tông cốt thép được tiến hành trong các trường hợp khi mà điều kiện sau được tuân thủ:

M là mô men do ngoại lực đối với trục vuông góc với mặt phẳng tác dụng của mô men uốn và đi qua trọng tâm tiết diện ngang quy đổi của cấu kiện

Mcrc là mô men uốn do tiết diện thẳng góc của cấu kiện chịu khi hình thành vết nứt (đối với cấu kiện chịu uốn)

❖ Xác định Mcrc crc pl bt ,ser

Trong đó: Wpl là mô men kháng uốn đàn dẻo của tiết diện đối với thớ bê tông chịu kéo ngoài cùng

❖ Xác định Wpl: pl red

Wred là mô men kháng uốn đàn hồi của tiết diện quy đổi theo vùng chịu kéo của tiết diện

 là hệ số, lấy bằng 1.3

❖ Xác định Wred: red red t

Ired là mô men quan tính của tiết diện quy đổi của cấu kiện đối với trọng tâm của nó, cho phép lấy Ired = I là mô men quán tính của bê tông y t là khoảng cách từ thớ bê tông chịu kéo nhiều nhất đến trọng tâm quy đổi của cấu kiện

Trong trường hợp, khi mà các điều MM crc xảy ra thì tính toán chiều rộng vết nứt

4.5.1.2 Tính toán chiều rộng vết nứt

Tính toán bề rộng vết nứt được tiến hành theo điều kiện:

Trong đó: acrc là chiều rộng vết do tác dụng của ngoại lực acrc, u là chiều rộng vết nứt giới hạn cho phép, lấy theo bảng 17 TCVN5574:2018 Chiều rộng vết nứt dài hạn được xác định theo công thức: acrc = acrc,1

Chiều rộng vết nứt ngắn hạn: acrc = acrc,1 + acrc,2 – acrc,3

Trong đó: acrc,1 là chiều rộng vết nứt do tác dụng dài hạn của tải trọng thường xuyên và tạm thời dài hạn acrc,2 là chiều rộng vết nứt do tác dụng ngắn hạn của tải trọng thường xuyên và tạm thời (dài hạn và ngắn hạn) acrc,3 là chiều rộng vết nứt do tác dụng ngắn hạn của tải trọng thường xuyên và tạm thời dài hạn

slà ứng suất trong cốt thép dọc chịu kéo tại tiết diện thẳng góc có vết nứt do ngoại lực tương ứng

Ls là khoảng cách cơ sở (không kể đến ảnh hưởng của loại bề mặt cốt thép) giữa các vết nứt thẳng góc kề nhau

slà hệ số, kể đến sự phân bố không đều biến dạng tương đối của cốt thép chịu kéo giữa các vết nứt, cho phép lấy  s = 1 Nếu không thỏa tính lại theo công thức: crc s

1 là hệ số, kể đến thời hạn tác dụng của tải trọng, lấy bằng:

1.0 – khi có tác dụng ngắn hạn của tải trọng;

1.4 – khi có tác dụng dài hạn của tải trọng

2là hệ số, kể đến loại hình dạng bề mặt của cốt thép dọc, lấy bằng:

0.5 – đối với cốt thép có gân và cáp;

0.8 – đối với cốt thép trơn;

3là hệ số, kể đến đặc điểm chịu lực, lấy bằng:

1.0 – đối với cấu kiện chịu uốn và chịu nén lệch tâm;

1.2 – đối với cấu kiện chịu kéo

Trong đó: zs là khoảng cách từ trọng tâm cốt thép chịu kéo đến điểm đặt hợp lực của các nội lực trong vùng chịu nén của cấu kiện

Giá trị Ls lấy không nhỏ hơn 10ds và 100mm và không lớn hơn 40ds và 400 mm

Abt là diên tích tiết diện bê tông chịu kéo;

As là diện tích tiết diện cốt thép chịu kéo; ds là đường kính danh nghĩa của cốt thép

4.5.2 Kiểm tra sự hình thành vết nứt cho sàn

So sánh momen của Strip khi đã quy về 1m ta thấy rằng gối của ô bản S10 (xem thứ tự ô bản ở hình 4.7) có độ giá trị mô men lớn nhất bằng -91.83 kNm

Tính toán kiểm tra với giá trị nội lực khi đã quy về 1m Chiều dày sàn hs = 200 mm, bề rộng Strip là 1000mm, momen là -91.83 kNm

Khoảng cách từ thớ bê tông chịu kéo nhiều nhất đến trọng tâm tiết diện quy đổi của cấu kiện: t ,red t red

S : là mô men tĩnh của diện tích tiết diện quy đổi của cấu kiện đối với thớ bê tông chịu kéo nhiều hơn

= A Mômen quán tính của tiết diện quy đổi của cấu kiện đối với trọng tâm của nó:

I, I , s I ' s : là mô men quán tính lần lượt của tiết diện bê tông, của diện tích cốt thép chịu kéo và của cốt thép chịu nén

= =  yc: là khoảng cách từ thớ bê tông chịu kéo nhiều nhất đến trọng tâm tiết diện quy đổi của cấu kiện (chiều cao vùng nén quy đổi) y c tmm (CT 196 TCVN 5574:2018)

Mô men kháng uốn đàn hồi của tiết diện quy đổi theo vùng chịu kéo của tiết diện Wred: red 3 red t

= = Mô men kháng uốn đàn hồi của tiết diện quy đổi theo vùng chịu kéo của tiết diện:

Mô men hình thành vết nứt:

Mô men lớn nhất cần kiểm tra: M max 3 kNm

Kết luận: M.3kNm > M crc 88 kNm Sàn bị nứt

4.5.3 Tính toán chiều rộng vết nứt

4.5.3.1 Xác định nội lực cần thiết

Như mục 4.5.1 đã trình bày để tính được chiều rộng vết nứt dài hạn và ngắn hạn ta phải tính được a crc,1 , a crc,2 , a crc,3 Để phục vụ cho việc tính toán chiều rộng khe nứt ta xác định các giá trị momen lần lượt cần thiết như sau:

4.5.3.2 Tính toán chiều rộng vết nứt

Tính toán bề rộng vết nứt được tiến hành theo điều kiện: crc crc,u a  a

Trong đó: acrc là chiều rộng vết do tác dụng của ngoại lực acrc, u là chiều rộng vết nứt giới hạn cho phép, lấy theo bảng 17 TCVN 5574:2018 Chiều rộng vết nứt ngắn hạn được xác định theo công thức: s

= A (Giá trị Ls lấy không nhỏ hơn 10ds và 120mm và không lớn hơn 40ds và 480 mm)

Tính toán tương tự ta được: crc,1 crc,3 m a a

Chiều rộng vết nứt dài hạn: crc crc,1 m crc,u a = a = 0.10 4 m  a = 0 3 mm  Thỏa Chiều rộng vết nứt ngắn hạn: crc crc,1 crc,2 crc,3 a = a + a − a = 0.104 + 0.0 8 8 − 0.074 = 0.11 m m crc 0.0812 mm crc,u 0.4 mm a =  a =  Thỏa

Vậy sàn thỏa điều kiện vết nứt

Sau khi thực hiện phương pháp tính tay, sinh viên xuất chiều rộng vết nứt trong mô hình Safe 2016 như hình bên dưới:

Hình 4.12: Vết nứt Bottom Face

Hình 4.13: Vết nứt Top Face

Vậy khi xuất chiều rộng vết nứt từ mô hình sàn trong phần mềm Safe 2016 sinh viên nhận thấy giá trị có phần chênh lệch so với tính tay Nhưng kết quả vẫn thỏa điều kiện vết nứt đã nêu ra trong mục 4.5.1

4.6 Tính toán độ võng cho sàn

Theo mục 8.3.2.1 TCVN 5574:2018: Tính toán độ võng của cấu kiện bê tông cốt thép được tiến hành theo điều kiện: f ≤ f u

Trong đó: f: là độ võng của cấu kiện bê tông cốt thép dưới tác dụng của ngoại lực f u : là giá trị độ võng giới hạn cho phép của cấu kiện bê tông cốt thép Khoản b bảng M1 Phụ Lục M của TCVN 5574:2018 cho phép lấy giá trị độ võng giới hạn theo phương đứng của Dầm, giàn, xà, bản, xà gồ, tấm (bao gồm cả sườn của tấm và bản)

Sinh viên chọn cách phân tích và xác định độ võng sàn bằng phần mềm Safe 2016 Độ võng toàn phần f lúc này được tính như sau: f = f1 – f2 + f3

Trong đó: f1 là độ võng do tác dụng ngắn hạn của toàn bộ tải trọng f2 là độ võng do tác dụng ngắn hạn của tải trọng dài hạn

67 f3 là độ võng do tác dụng dài hạn của tải trọng dài hạn

Khai báo các trường hợp f của sàn trong safe 2016 như sau:

Hình 4.14: f 1 - độ võng do tác dụng ngắn hạn của toàn bộ tải trọng

Hình 4.15: f 2 – độ võng do tác dụng ngắn hạn của tải trọng dài hạn

Theo TCVN 2737-1995, hoạt tải có 2 thành phần: toàn phần và dài hạn Phần dài hạn thường chiếm 20%-35% Lấy bằng 0.3 gần đúng phần lớn các loại hoạt tải

Hình 4.16: f3 – độ võng do tác dụng dài hạn của tải trọng dài hạn

Tổ hợp này kể đến tác dụng dài hạn của tải trọng dài hạn, dùng 2 đặc trưng Creep Coefficient (CR) cho từ biến và Shrinkage (SH) cho co ngót của bê tông

Hệ số từ biến cho ở Bảng 11 tiêu chuẩn TCVN 5574:2018 phụ thuộc vào cấp cường độ và độ ẩm tương đối của không khí môi trường xung quanh

Với B30 và độ ẩm trên 75% ta có CR=1.6 Hệ số SH có thể lấy bằng 0.00022 hoặc xác định theo tính toán

Hình 4.17: Tổ hợp tải trọng tính toán độ võng

4.6.2 Kiểm tra sự hình thành vết nứt cho sàn

Sau khi chạy phần mềm safe 2016 để phần tích tính toán, sinh viên được độ võng sàn như sau:

Kết luận: u m m fu 35.34 f L / 212 35.34 mm m f 29.73 mm f 29.73 mm m

Thỏa điều kiện độ võng sàn.

TÍNH TOÁN THIẾT KẾ CẦU THANG

Kích thước hình học và sơ bộ tính toán

Hình 5.1: Mặt bằng và mặt đứng kiến trúc cầu thang

− Cầu thang tầng điển hình của công trình này là loại cầu thang 2 vế dạng bản

− Chiều cao tầng điển hình là 3.5 m Chọn chiều cao mỗi bậc thang là 140mm ta được số bậc thang cho tầng điển hình là 25 bậc Bề rộng bậc thang là 200mm

− Góc nghiêng của bản thang với mặt phẳng nằm ngang là b 0 b h 140 tan = = = 0.7 35 l 200

− Chọn chiều dày bản thang là: hs = 120mm

Vật liệu được sử dụng như nêu trong mục 2.2

Tải trọng tác dụng lên cầu thang

5.2.1 Tĩnh tải tác dụng bản chiếu nghỉ

Bảng 5.1: Tải trọng lớp cấu tạo chiếu nghỉ

Các lớp sàn γ Dày δ gtc Hệ số vượt tải g tt

Tổng tĩnh tải không tính lớp BTCT 1.12 1.416

5.2.2 Tĩnh tải tác dụng lên bản nghiêng

+ Lớp gạch lát nền: g = n 1   tđ ; tđ b b b l + h

+ Lớp vữa lót gạch : g = n 2   tđ ; tđ b b b l + h

+ Bậc thang gạch : g = n 3   tđ ; tđ = 1 × h × cos b

Bảng 5.2: Tĩnh tải tác dụng bản nghiêng thang

Các lớp vật liệu γ Dày δ δtđ gtc Hệ số vượt tải gtt

(kN/m 3 ) (m) (m) (kN/m 2 ) (kN/m 2 ) Lớp gạch lát nền 20 0.02 0.0278 0.557 1.2 0.668 Lớp vữa lót gạch 18 0.02 0.0278 0.501 1.3 0.652

Hoạt tải được lấy theo TCVN 2737-1995 cho cầu thang là p tc = 3 kN/m 2 , hệ số vượt tải lấy bằng 1.2

Bản thang nghiêng: p = p × cos c tc = 3× 0.819 = 2.457 (kN/ m ) 2 p = n× p × cos tt tc = 1.2× 3× 0.819 = 2.948(kN/ m ) 2 Bản chiếu nghỉ: ptt = n× ptc = 1.2× 3 = 3.6(kN/ m ) 2

5.2.4 Tính toán nội lực thang

Kiểu cầu thang dạng thang 2 vế

Quy bản thang về tải phân bố đều Cắt 1 dảy bề rộng b = 1m để tính toán

Chọn liên kết giữa thang và chiếu nghỉ à liên kết khớp

Hình 5.2: Sơ đồ tính toán

Kết quả tính toán nội lực bằng ETABS:

Hình 5.3: Tĩnh tải và hoạt tải tác dụng bản thang

Hình 5.4: Kết quả nội lực Moment thang

Hình 5.5: Kết quả xuất lực cắt của bản thang

− Moment lớn nhất tại nhịp bản nghiêng: Mn = 16.14 kNm

Tính toán cốt thép bản thang

Vật liệu tính toán đã được chọn như mục 2.2

Diện tích cốt thép dọc cần thiết: s b o

=  R Kiểm tra hàm lượng cốt thép đối với nhóm cốt thép CB500-V:

Kết quả tính toán và chọn thép được thể hiện trong bảng dưới đây:

Bảng 5.3: Bảng kết quả tính toán cốt thép thang

Vị trí M kNm b mm h mm a mm αm ξ As mm 2

5.3.3 Tính toán dầm chiếu tới

Tải trọng tác dụng lên dầm chiếu tới bao gồm:

- Tải trọng do hai bản thang truyền vào

- Trọng lượng bản thân dầm chiếu tới

Phản lực do 2 hai bản thang truyền vào:

Hình 5.6: Phản lực tại 2 gối bản thang

Tải trọng do bản thag truyền vào: RA = 20.53 kN

Tải trọng bản thân dầm chiếu tới:

Vậy tải trọng tác dụng vào dầm thang gồm qbt và RA

Chọn sơ đồ tính của dầm là dầm đơn giản Do đó ta có

= =  Lực cắt lớn nhất: qL 21.52 2.4

= =  5.3.3.3 Tính thép dầm chiếu tới

1 Tính toán cốt thép dọc cho dầm thang

Bảng 5.4: Bố trí thép dầm

Vị trí M kNm b mm h mm a mm m  As mm 2

2 Tính toán cốt thép đai cho dầm thang

Kiểm tra khả năng chịu cắt của bê tông: (mục 8.1.3.3 trang 70, TCVN 5574:2018)

+ Q1 lực cắt trong tiết diện thẳng góc do ngoại lực, Q max =Q 1 %.82 kN

+ Q1, b được xác định theo công thức Q 0.5R bh 1,b = bt o , nhưng lấy giá trị Q 1,b không lớn hơn 2.5R bh bt o

Vậy bê tông đảm bảo khả năng chống cắt

Theo TCVN 5574:2018 mục 10.3.4.3 trang 137 có quy định trong các dầm và sườn cao 150 mm trở lên thì đặt cốt thép ngang với bước không lớn hơn 0.75h0 và không lớn hơn 500mm trên các đoạn cấu kiện mà có lực cắt tính toán chỉ cần do bê tông chịu

Ta có smin 0.75 275; 500 mm   6.25mm Chọn s = 200 mm cho giữa dầm và đầu dầm chọn s = 150mm Vậy 8a200 cho nhịp, 8a150 cho đầu dầm

TÍNH TOÁN THIẾT KẾ BỂ NƯỚC MÁI

Các kích thước bể nước

Theo bảng 3.1 TCXD 33-2006 Tiêu chuẩn cấp nước – mạng lưới đường ống và công trình quy định:

Tiêu chuẩn dùng nước trung bình cho chung cư: qsh 0 l/người.ngày.đêm

Hệ số điều hòa Kngày = 1.35÷1.5

Chung cư có 19 tầng, mỗi tầng có 8 căn hộ, mỗi căn hộ là 1 gia đình, trung bình mỗi gia đình có 4 người → N =   4 8 18 = 576(người)

- Nước phục vụ cho cộng công và cứu hỏa lấy bằng 10% nhu cầu dùng nước sinh hoạt

- Khu thương mại ở tầng 1 và khu vực tầng hầm lấy sơ bộ 20% nhu cầu nước sinh hoạt của khu sinh sống

- Lượng nước bình quân được tính theo công thức Q tb ( m /ngày = 3 ) q ×N i

Trong đó: qi tiêu chuẩn cấp nước sinh hoạt (lít/ngày)

N: số người dân sống trong chung cư

- Lượng nước lớn nhất tính theo công thức:

- Công trình có 2 bể nước mái mỗi bể có kích thước 7.57.51.4 nên có dung tích

* Chọn kích thước bể nước như sau:

- Chọn chiều dày bản nắp là 100mm

- Chọn chiều dày bản đáy là 150mm

- Chọn chiều dày thành bể là 150mm

- Dầm nấp BN1 và BN2: 200400mm

- Dầm đế BD1, BD2, BD3 và BD4 là 200500 mm

Mặt bằng bản nắp Mặt bằng bản đáy

Hình 6.1: Kích thước hình học bể nước

Vật liệu sử dụng

Các thông số của vật liệu được trình bày ở mục 2.2.

Tính toán bể nước

Bảng 6.1: Bảng tĩnh tải sàn bản nắp

Lớp vật liệu Bề dày mm

Trọng lượng tiêu chuẩn kN / m3

Tải trọng tiêu chuẩn kN / m2

Tải trọng tính toán kN / m2

Lớp vữa láng tạo dốc 35 18 0.63 1.3 0.819

Bảng 6.2: Bảng tĩnh tải sàn bản đáy

Theo bảng 3 TCVN 2737:1995, đối với mái không sử dụng lấy p =0.75kN/m tc 2

→ =  (hệ số độ tin cậy đối với tải trọng phân bố đều trên sàn lấy bằng 1.3 khi tải trọng tiêu chuẩn nhỏ hơn 2kN / m 2 )

Hoạt tải nước: p n = n p n H=  1 10 1.4 14kN / m= 2 (TCVN 2737-1995 lấy hệ số vượt tải của nước n p =1)

Công trình đặt tại huyện Hóc Môn, TP Hồ Chí Minh nên thuộc vùng IIA (theo phụ lục E TCVN 2737-1995)→W 0 daN / m 2 Để an toàn, ta lấy áp lực gió tại đỉnh bể nước tính cho toàn bể nước Cao độ đỉnh bể nước là 73.4 m, tra bảng 5 TCVN 2737-1995, ta có: k=1.55

Hệ số khí động c = 0.6( khuất gió):

Sử dụng phần mềm SAP2000 để mô hình bể nước:

Hình 6.2: Mô hình tính toán bể nước bằng SAP 2000

Hình 6.3: Biểu dồ Moment bản nắp theo 2 phương X và Y

Do bể có chiều dài 2 phương bằng nhau nên tính cốt thép 1 phương

Bảng 6.3: Kết quả tính toán cốt thép bản nắp

M kN.m b mm h mm a mm m  As mm 2

Hình 6.4: Chuyển vị bản nắp

- Giá trị chuyển vị lớn nhất là fsàn = 0.7 cm 300 mm: ct

  Bước đai thiết kế: Stk = MIN (Stt, Smax, Sct)

Vậy chọn bước đai thiết kế là 8a200 cho nhịp, 8a150 cho gối

Kết quả nội lực dầm nắp bể nước xuất từ mô hình Sap2000 như sau:

Hình 6.9: Nội lực dầm nắp bể nước Bảng 6.8: Bảng giá trị dầm bản nắp

STT Tên cấu kiện Nội lực Vị trí Kết quả nội lực

2 Tính toán cốt thép chịu lực

Bảng 6.9: Bảng tích cốt thép dầm bản nắp

M (kN.m) b mm h mm a mm ho mm m  A s mm 2

Kiểm tra khả năng chịu cắt của bê tông của dầm có lực cắt lớn hơn BD4:

Kiểm tra khả năng chịu cắt của bê tông:

Q =  (1+  )R  b h Trong đó:  n : hệ số ảnh hưởng của lực dọc (dầm chỉ chịu lực Q và M nên  = n 0)

 b3 : 0.6 đối với bê tông nặng

=  +    =   1000 Vậy Q0 > Qmax: bê tông đủ khả năng chịu cắt, bố trí cốt đai theo cấu tạo

Theo TCVN 5574:2018 mục 10.3.4.3 trang 137 có quy định trong các dầm và sườn cao 150 mm trở lên thì đặt cốt thép ngang với bước không lớn hơn 0.75h0 và không lớn hơn 500mm trên các đoạn cấu kiện mà có lực cắt tính toán chỉ cần do bê tông chịu

Ta có smin 0.75 360; 500 mm  '0mm Chọn s = 200 mm cho giữa dầm và đầu dầm chọn s = 150mm Vậy 8a200 cho nhịp, 8a150 cho đầu dầm

TÍNH TOÁN THIẾT KẾ KẾT CẤU KHUNG

Thông số tính toán

- Vật liệu đã được chọn và trình bày trong mục 2.2.2

- Tiết diện dầm cột đã được chọn và trình bày lần lượt trong mục 2.3.1 và 3.5.4

- Tải trọng và tác động được tính toán trong Chương 3

- Mô hình bài toán đã được thực hiện.

Thiết kế dầm tầng điển hình (tầng 9)

Trong công trình này, sinh viên chọn phương án sàn phẳng có dầm biên Kích thước dầm biên là 400x600 mm

Cụng trỡnh đối xứng nờn sinh viờn trỡnh bày ẵ cụng trỡnh bờn dưới Cỏc tờn dầm được hiển thi trong Etabs 2016 như hình sau:

Hình 7.1: Tên dầm tầng điển hình (tầng 9)

Nội lực dầm tầng điển hình (tầng 9) được phân tích tính toán bằng phần mềm Etabs 2016 được nội lực như sau:

Hình 7.2: Biểu đồ bao moment dầm

Hình 7.3: Biểu đồ bao lực cắt

Lý thuyết tính toán theo TCVN 5574:2018

Bước 1: Xác định momen tính toán M, kích thước hình học của dầm b, h giả thiết abvgt

Bước 2: Tính h0,  R , với: h 0 = −h a bvgt và  R đã được nêu trong mục 2.2.2

Nếu    R tăng tiết diện hoặc tính bài toán cốt kép

Bước 5: Chọn thép và tính lại abv

Nếu abv= abvgt thì nhận giá trị A s là diện tích cốt thép cần tìm

Nếu abvabvgt thì nhận gán abvgt=abv và thực hiện lại từ Bước 2 đến Bước 5 Kiểm tra hàm lượng thép: stt b min t max R

Tính toán cốt dọc ở vị trí gối phải với giá trị momen âm M- cho dầm B10 tầng 9

- Xác định thông số đầu vào Ta có M- = - 286.26 kNm

- Sử dụng bê tông B30, cốt thép CB500-V

=  =  Bước 5: Chọn thép Chọn 3 20 + 2 18 có A sch 51 mm 2 (Giả sử abv= abvgt) Kiểm tra hàm lượng thép stt t

 =   =   =  =  Do khối lượng cột tương đối nhiều nên sử dụng Excel để tính toán

Bảng 7.1: Tính toán cốt thép dọc dầm tầng 9

Dầm Vị trí M b h ho α m ξ As Chọn thép Asch μsch kNm mm mm mm mm² LỚP 1 LỚP 2 mm² %

7.2.4 Tính toán cốt đai cho dầm

Cốt đai được sử dụng trong cấu kiện bê tông cốt thép vì 4 lý do sau:

Các cốt đai liên kết với các cốt thép dọc thành khung chắc chắn, giữ đúng vị trí cốt thép khi thi công

Khi chịu uốn, cốt thép dọc có thể bị cong, phá vỡ lớp bê tông bảo vệ và bật ra khỏi bê tông Lúc này cốt đai giữ cho cốt dọc không bị cong và bật ra ngoài, giữ ổn định cho cốt dọc

Các cốt đai được bố trí hợp lý sẽ tăng tính mềm dẻo của bê tông

Các cốt đại làm việc như cốt thép chịu cắt của cấu kiện

Tính toán cốt đai theo TCVN 5574:2018

Khi tiết diện thẳng góc, mà trong đó kể đến lực cắt Q1, nằm gần gối tựa ở khoảng cách a nhỏ hơn 2.5 h0 phải tính toán theo công thức (93) theo TCVN 5574:2018, mục 8.1.3.3.1 trang 72 như sau: b,1 sw,1

Q1 là lực cắt trong tiết diện thẳng góc do ngoại lực Q b,1 ,Q sw,1 được tính theo công thức (94), (95) theo TCVN 5574:2018, mục 8.1.3.3.1 trang 72 như sau: b,1 bt 0

= s và phải thỏa điều kiện q sw 0.25R h bt

Bảng 7.2: Tính toán cốt đai dầm tầng 9

Dầm Vị trí Q b h ho Qb1 Qsw Cốt đai Qbsw Kiểm kN mm mm mm kN kN nđ fđ s(mm) kN tra

Thiết kế cột khung trục 2

7.3.1 Kích thước cột khung trục 2

Kích thước cột đã được chọn và nêu trong mục 3.5.4

Khung trục 2 có 4 cột trên một tầng gồm C30, C5, C4, C3, C45 Trong đó kích thước cột C30 giống cột C45 và cột C4 giống cột C5

Hình 7.4: Tên cột trong phần mềm Etabs 2016

Khi tính toán thiết kế cốt thép dọc cho cấu kiện cột thường sử dụng 3 phương pháp sau:

Phương pháp 1: Tính riêng cho từng trường hợp lệch tâm phẳng và bố trí thép theo mỗi phương

Phương pháp 2: Quy đổi từ bài toán lệch tâm xiên thành bài toán lệch tâm phẳng tương đương và bố trí thép đều theo chu vi cột

Phương pháp 3: Phương pháp biểu đồ tương tác trong không gian

Trong 3 phương pháp trên thì phương pháp 1 và 2 là phương pháp tính gần đúng Còn phương pháp thử 3 là phương pháp phản ánh đúng thực tế khả năng chịu lực của cấu kiện Tuy nhiên trong thực hành tính toán thì biểu đồ tương tác phức tạp vì số liệu tính toán là khá lớn và tổn nhiều thời gian Phương pháp 2 được sử dụng rộng rãi hiện nay Trong đồ án này, sinh viên chọn cách tính toán theo phương pháp 2, cơ sở lý thuyết được vào TCVN 5574 – 2018: Kết cấu bê tông và bê tông cốt thép – Tiêu chuẩn thiết kế và sách Nguyễn Đình Cống, Tính toán tiết diện cột bê tông cốt thép, NXB Xây Dựng, Hà Nội, 2006 Để tính cốt thép cho cột, cần kể đến bộ ba nội lực nguy hiểm sau:

Cặp 1: N max và Mx, My tương ứng

Cặp 2: M x max và N, My tương ứng

Tuỳ vào trường hợp cụ thể, ta có thể chọn một trong các bộ ba nội lực nguy hiểm trên để tính toán cốt thép

Lý thuyết tính toán của bài toán quy lệch tâm xiên về lệch tâm phẳng tương đương

Hình 7.5 Sơ đồ nội lực nén lệch tâm xiên

Hình 7.6: Tiết diện chịu nén lệch tâm xiên

Lưu ý: Theo lý thuyết tính Mx là momen trong mặt phẳng XOZ và My là momen trong mặt phẳng YOZ, Cx và Cy lần lượt là các cạnh của tiết diện cột theo phương X và Y Quy trình tính toán cột lệch tâm xiên như sau:

Bước 1: Kiểm tra điều kiện tính toán của cột lệch tâm xiên y x

 C  Trong đó: Cx, Cy lần lượt là cạnh của tiết diện cột

Bước 2: Tính toán độ ảnh hưởng uốn dọc theo hai phương

Chiều dài tính toán: l ox =   x l và l oy =   y l

Theo mục 8.1.2.4.4 trang 62 TCVN 5574:2018, đối với cấu kiện có liên kết một đầu khớp cố định và một đầu ngàm cứng l o = 0.7 l  Độ lệch tâm ngẫu nhiên: ax l ox C x e max ;

  Độ lệch tâm tĩnh học: e 1x M x

= N và 1y M y e = N Độ lệch tâm tính toán: eox =max e ;e( ax 1x ) và e oy = max e ;e ( ay 1y ) Độ mảnh theo hai phương: x ox x l 0.288C

 Tính hệ số ảnh hưởng của uốn dọc theo 2 phương

Nếu   x 28→  = x 1 (bỏ qua ảnh hưởng của uốn dọc)

  →  − (kể đến ảnh hưởng của uốn dọc) Trong đó: x x b x cr 2 ox

Moment tăng lên do uốn dọc: M ' x = N e x ox

Theo phương Y: tương tự phương X

Bước 3: Quy đổi bài toán lệch tâm xiên sang bài toán lệch tâm phẳng tương đương Đưa bài toán lệch tâm xiên về bài toán lệch tâm phẳng tương đương theo phương X hoặc phương Y

Bước 4: Tính toán tiết diện thép yêu cầu

Tính toán tương tự bài toán lệch tâm phẳng đặt thép đối xứng

→ = + b Độ lệch tâm tính toán e e o h a

 = h  → nén lệch tâm rất bé, tính toán gần như nén đúng tâm

Hệ số độ lệch tâm  e :

Hệ số uốn dọc phụ khi xét thêm nén đúng tâm: ( ) e

Diện tích toàn bộ cốt thép tính như sau: e b e st sc b

 = h  và x 1   R h o → tính theo trường hợp nén lệch tâm bé Xác định lại chiều cao vùng nén x:

 = h Diện tích toàn bộ cốt thép được tính như sau: b o st sc a

 = h  và x 1   R h o → tính theo trường hợp nén lệch tâm lớn

Diện tích toàn bộ cốt thép được tính như sau:

Bước 5: Kiểm tra hàm lượng thép

Thỏa yêu cầu về kết cấu: tt s min tt max o

   = bh   Hàm lượng thép hợp lý: min  t  max, với:

Bước 6: Bố trí cốt thép

Cốt thép dọc cột chịu nén lệch tâm xiên được đặt theo chu vi, trong đó cốt thép được đặt theo cạnh b có mật độ lớn hơn hoặc bằng mật độ theo cạnh h

Nội lực cột C45 tầng 17 như bảng sau:

 = =  cột C3 tầng 9 được tính toán là cột lệch tâm xiên

Chiều dài tính toán: l o = 0.73.5=2.45 Độ mảnh theo hai phương: x y ox x l 2450

 Độ lệch tâm tĩnh học: e 1y M y 40.65 0.045m

= = Bỏ qua độ lệnh tâm ngẫu nhiên

Giả sử a = 40 mm →ho = 360 mm Độ lệch tâm ngẫu nhiên: ea = e1x + 0.2e1y = (0.083+ 0.20.045)  10 3 = 92 (mm)

Kết cấu siêu tĩnh: eo = max (e1; ea) = 123 mm o h 400 e e a 123 40 283mm

= + − = + − Diện tích toàn bộ cốt thép dọc:

Chọn cốt thộp theo cấu tạo cho cột 8ỉ16 cú As chọn = 16.08 cm 2

Kiểm tra hàm lượng cốt thép: s o

Do khối lượng cột tương đối nhiều nên sử dụng Excel để tính toán

(Xem kết quả tính toán bảng B.2 tới B.4 phụ lục B)

Trong thực hành tính toán, thường thép đai cột tính toán theo lực cắt trong cột là rất bé so với yêu cầu nên bố trí đai theo cấu tạo Nên thường không tính toán thép đai mà chỉ bố trí đai theo tương quan giữa đường kính thép dọc, hàm lượng thép, kích thước cột… và một số yêu cầu kháng chấn khi có thiết kế động đất Theo TCVN 9386:2012 mục 5.4.3.2.2, cốt đai trong cột phải thỏa các điều kiện sau:

Chiều dài của vùng tới hạn lcr =max h ; l / 6; 0.45 c c l 

Trong đó: hclà kích thước lớn nhất của tiết diện cột (tính bằng m) l là chiều dài thông thủy của cột cl

Ta có lcr = 2.45 m hc nhỏ nhất là 0.4 m Vậy lcr =max h ; 3 / 6; 0.45 c =h (m)c

Khoảng cách s giữa các vòng đai (tính bằng mm) không được vượt quá

 0 bL  s=min b / 2; 175; 8d Trong đó: b0là kích thước tối thiểu của lõi bê tông (tính tới đường trục của cốt thép đai) (tính bằng mm) dbLlà đường kính tối thiểu của các thanh cốt thép dọc

Sinh viên chọn cách bố trí thép đai cho cột như sau:

Bố trí đai 10a100 cho cả cột cho vùng tới hạn hc, và đoạn nối cốt dọc của thép dọc cột trên và dưới Đối với đoạn giữa cột bố trí đai 10a200

Các bố trí phía trên chỉ thõa mãn các yêu cầu cấu tạo, thực tế bố trí thép sẽ so sánh kết quả cốt thép cấu tạo và cốt thép tính ra theo lực cắt và chọn kết quả cốt thép lớn hơn để bố trí

7.3.4 Kiểm tra biểu đồ tương tác bằng phần mềm Prokon 4.0

Theo mục 7.3.2 tính toán cốt dọc cột, đã có được hàm lượng cốt thép cho từng cột Nhằm mang lại tính hiệu quả và chính xác, sinh viên sẽ kiểm tra lại hàm lượng cốt thép cũng như với nội lực trên đã đủ điều kiện ổn định cho cột C3 từ tầng 3 lên tầng 4 với chiều cao tầng là 3.5 m dựa trên biểu đồ tương tác được thực hiện bằng phần mềm Prokon 4.0

Hình 7.7: Thông số đầu vào và đầu ra biểu đồ tương cột C3 T3-T4

Kết luận: Dựa vào hệ số an toàn  1(Safety factor), hàm lượng cốt thép nằm trong khoảng 1%  4% và biểu đồ tương tác, nhận thấy thiết kế tiết diện cột đảm bảo an toàn

TÍNH TOÁN THIẾT KẾ VÁCH LÕI

Lý thuyết tính toán

Tiêu chuẩn Việt Nam về nhà cao tầng, cụ thể là TCXD 198:1997 chưa có quy định cụ thể về cách tính toán vách cứng cho nhà cao tầng Do đó chương này trình bày một số cách tính vách cứng thông dụng thường hay được sử dụng để tính toán và thiết kế vách cứng

Việc tính toán cốt thép dọc cho vách phẳng có thể sử dụng một số phương pháp tính vách thông dụng sau:

- Phương pháp phân bố ứng suất đàn hồi

- Phương pháp giả thuyết vùng biên chịu moment

- Phương pháp xây dựng biểu đồ tương tác

1 Phương pháp phân bố ứng suất đàn hồi

Phương pháp này chia vách cứng thành những phần tử nhỏ chịu kéo hoặc nén đúng tâm, coi ứng suất phân bố đều trong mỗi phần tử Tính toán cốt thép cho từng phần tử Phương pháp này thực chất coi vách như những cột nhỏ chịu kéo nén đúng tâm Với các giả thiết cơ bản:

- Bỏ qua khả năng chịu kéo của bê tông

- Lực kéo do cốt thép chịu

- Lực nén do bê tông và cốt thép cùng chịu

Bước 1: Xác định trục chính x-x và các nội lực tính toán trong vách cứng N và Mx

Bước 2: Chia vách thành n phần tử nhỏ chịu kéo nén đúng tâm

Hình 8.1: Mô hình tính vách theo phương pháp ứng suất đàn hồi

Bước 3: Tính lực dọc tác dụng vào mỗi phần tử do các nội lực tính toán gây ra dựa vào giả thiết tiết diện phẳng

Nếu N Nnén vùng giữa = 7085kN

Cốt thép vùng giữa đặt theo cấu tạo 14a200

Bảng 8.2: Bảng thống kê kích thước vách

Tên Vách Kích Thước L (m) Chiều dày b (m) Vung biên B (m)

8.2.2 Tính toán cốt thép cho vách

(Xem kết quả tính toán bảng B.6 tới B.13 phụ lục B)

Tính toán cốt ngang cho vách cứng

Điều kiện tính toán:  b3 (1 +  +   f n ) b R bh bt o  Q max  0.3    wl b1 b R bh b o

b3 = 0.6: đối với bê tông nặng

f = 0: hệ số xét đến ảnh hưởng của cánh chịu nén n b bt o

 : hệ số xét đến ảnh hưởng lực dọc

Khoảng cách giữa các cốt ngang theo tính toán trên tiết diện nghiêng nguy hiểm nhất:

2 n bt o sw sw tt 2 max

Khoảng cách lớn nhất giữa các cốt ngang tính theo bê tông chịu cắt:

Khoảng cách thiết kế của cốt ngang là: tt max ct s = min(s , s , s )Chọn đường kớnh cốt ngang: ỉ = 12 mm và bố trớ đều hết cốt đai với s = 200 mm

TÍNH TOÁN THIẾT KẾ MÓNG CÔNG TRÌNH

Địa chất công trình và phương án thiết kế móng công trình

Khảo sát địa chất công trình gồm những mục tiêu cơ bản sau:

- Xác định rõ mặt cắt địa chất dựa trên cơ sở đặc điểm địa chất và các tính chất cơ lý của đất đá tại công trình khảo sát

- Xác định chỉ tiêu cơ lý của lớp đất cấu tạo nên địa kỹ thuật

- Xác định chiều sâu mực nước ngầm

Trên cơ sở các số liệu khảo sát và thí nghiệm bản báo cáo đưa ra một số nhận xét về điều kiện địa chất công trình và cung cấp những số liệu cần thiết phục vụ cho công tác tính toán nền móng công trình

Hình 9.1: Trụ địa chất công trình

Bảng 9.1: Bảng thống kê địa chất lớp đất

Lớp Độ sâu γ tn Độ sệt

Chỉ số SPT (m) (kN/m 3 ) I L c (kN/m 2 ) N30

Mô tả đất: Á sét màu xám vàng, trạng thái dẻo chảy

Mô tả đất: Á sét lẫn ít sỏi nhỏ, màu xám trắng, vàng nâu đỏ, trạng thái dẻo mềm đến dẻo cứng

Mô tả đất: Sét lẫn sỏi sạn laterite, màu vàng nâu đỏ, xám xanh, trạng thái dẻo cứng

Mô tả đất: Á sét màu xám trắng đốm nâu đỏ, trạng thái dẻo mềm đến dẻo cứng

Mô tả đất: Cát mịn đến trung lẫn bột, ít sét, màu xám trắng, nâu vàng đỏ, trạng thái rời đến chặt vừa

Mô tả đất: Sét màu xám nâu, trạng thái dẻo cứng

Mô tả đất: Sét, á sét, màu vàng nâu đỏ, xám xanh, trạng thái dẻo cứng đến cứng TK6 38.0-40.7 19.55 - 4.9 30.38 - 21000 20.4 23

Mô tả đất: Cát mịn đến trung lẫn bột, ít sét, màu nâu vàng, trạng thái chặt vừa đến chặt

Mô tả đất: Cát mịn đến thô lẫn bột, ít sét, ít sỏi nhỏ, màu vàng nâu đỏ, trạng thái chặt vừa đến chặt 7b 67.8-70.45 19.95 - 5.9 34.56 - 53000 17.6 62

Mô tả đất: Cát mịn đến thô lẫn bột, màu vàng nâu đỏ, xám xanh, trạng thái rất chặt

9.1.2 Phương án thiết kế móng công trình

Với địa chất có độ sâu hơn 30m và có chỉ số SPT > 20 Do đó, sinh viên chọn phương án nền móng là cọc khoan nhồi cho công trình đang thiết kế này

Cọc khoan nhồi là cọc đổ tại chỗ, được thiết kế cho các công trình cầu đường, thủy lợi, dân dụng và công nghiệp Đối với việc xây dựng nhà cao tầng ở Thành phố

Tính toán cọc công trình

Hồ Chí Minh trong điều kiện xây chen, khả năng áp dụng cọc khoan nhồi đã được phát triển và có nhiều tiến bộ Cọc khoan nhồi sau khi thi công thường được kiểm tra chất lương bằng các phương pháp sau: thí nghiệm nén tĩnh, siêu âm, đo sóng ứng suất hay tia … Cọc khoan nhồi có các ưu khuyết điểm sau:

❖ Ưu điểm của cọc khoan nhồi:

− Có khả năng chịu tải lớn, sức chịu tải của cọc khoan nhồi với đường kính lớn và chiều sâu lớn có thể chịu tải hàng nghìn tấn

− Không gây ảnh hưởng chấn động đối với các công trình xung quanh, thích hợp với việc xây chen ở các đô thị lớn, khắc phục các nhược điểm của các loại cọc đóng khi thi công trong điều kiện này

− Có khả năng mở rộng đường kính và chiều dài cọc, hay mở rộng đáy cọc

− Lượng cốt thép bố trí trong cọc khoan nhồi thường ít so với cọc đóng (đối với cọc đài thấp)

− Có khả năng thi công cọc qua các lớp đất cứng nằm xen kẽ hay qua các lớp cát dày mà không thể ép được

❖ Khuyết điểm của cọc khoan nhồi:

− Giá thành thường cao so với phương án móng cọc khác

− Công nghệ thi công cọc đòi hỏi kỹ thuật cao

− Biện pháp kiểm tra chất lượng bê tông cọc thường phức tạp nên gây tốn kém trong quá trình thực hiện

− Việc khối lượng bê tông thất thoát trong quá trình thi công do thành hố khoan không đảm bảo và dễ bị sập cũng như việc nạo vét ở đáy lổ khoan trước khi đổ bê tông dễ gây ra ảnh hưởng xấu đối với chất lượng thi công cọc

− Ma sát bên thân cọc có phần giảm đi đáng kể so với cọc đóng và cọc ép

9.2 Tính toán cọc khoan nhồi cho công trình

9.2.1 Sơ bộ kích thước đài và cọc

9.2.1.1 Sơ bộ chiều cao đài móng

Chọn chiều cao đài cọc là hđài = 2 m, sau đó tiến hành tính toán và kiểm tra lại Khoảng cách từ mặt đất tự nhiên đến sàn tầng hầm: 10.5 m (Thiết kế mặt đài trùng với mép trên kết cấu sàn tầng hầm)

Chiều sâu chôn đài so với mặt đất tự nhiên: 10.5 + 2 = 12.5 m

9.2.1.2 Sơ bộ cọc Để chọn đường kính cọc và chiều sâu mũi thích hợp nhất cho điều kiện địa chất và tải trọng công trình, cần phải đưa ra phương án kích thước khác nhau để so sánh và lựa chọn

Theo mục 12.10 TCVN 10304-2014 đối với móng cọc trong vùng động đất mũi cọc phải tựa trên nền đá, đất hòn vụn thô, nền cát chặt và chặt vừa, đất dính với chỉ số sệt I L 0.5 (chọn lớp đất số 6)

Chọn cao trình mũi cọc so với mặt đất tự nhiên là: -46.5 m

Chiều dài tính toán của cọc:

Ltt = 46.5 – 10.5 = 36 m Chiều dài thực tế phải thi công cọc là:

Lt.tế = l1 + l2 + Ltt + lmũi = 0.5+0.1+36+0.5 = 38 m Trong đó: l1 Chiều dài đoạn bê tông xốp đầu cọc đập bỏ, lấy l1 = 0.5 m l2 Chiều dài đoạn cọc chôn trong đài, lấy l2 = 0.1 m lmũi Chiều dài đoạn mũi cọc, bằng 0.5 lần cạnh hoặc đường kính cọc, lmũi =0.5m Chọn cọc có đường kính d = 1.0m

Diện tích tiết diện ngang cọc Ab π d π×1.02

Chu vi tiết diện cọc: u = ×1.0 = 3.142 m

Cốt thộp dọc 18ỉ20 cú diện tớch cốt thộp A s = 0.00566 m 2

9.2.2 Tính toán sực chịu tải của cọc

9.2.1.1 Xác định sức chịu tải của cọc theo vật liệu

Cường độ tính toán của bê tông cọc khoan nhồi phải được chiết giảm thông qua hệ số cb, ’cb phụ thuộc vào điều kiện và phương pháp thi công cọc Sức chịu tải của cọc theo cường độ vật liệu được viết lại như sau: cb b sc s,

cb: hệ số điều kiện làm việc kể đến việc đổ bê tông trong khoảng không gian chật hẹp của hố và ống vách, lấy cb=0.85 (mục 7.1.9 TCVN 10304 -2014)

’cb: hệ số kể đến phương pháp thi công cọc Việc khoan và đổ bê tông vào lòng hố khoan dưới dung dịch khoan lấy ’cb=0.7 (mục 7.1.9 TCVN 10304 -2014) s,tot

A : là diện tích toàn bộ cốt thép dọc trong tiết diện cấu kiện

A: là diện tích bê tông, A = (π×800 2 /4 – 4071.5) = 498583.3 mm 2

Rb: là cường độ tính toán của bê tông cọc nhồi, bê tông B30 Rb= 17MPa

Rsc là cường độ chịu nén tính toán của cốt thép, CB500-V Rsc= 435 MPa

 là hệ số uốn dọc, phụ thuộc vào độ mảnh của cấu kiện, khi có tác dụng dài hạn của tải trọng: lấy theo Bảng 16 TCVN 5574:2018

Theo mục 7.1.8 đối với mọi loại cọc, khi tính toán theo cường độ vật liệu, cho phép xem cọc như một thanh ngàm cứng trong đất tại tiết diện nằm cách đáy đài một khoảng l1 xác định theo công thức:

Trong đó: lo: là chiều dài đoạn cọc kể từ đáy đài cao tới cao độ san nền lo = 0(m),

Hệ số biến dạng: 5 p c b kb

c = 3: Hệ số làm việc bp là chiều rộng quy ước của cọc, cọc có đường kính lớn hơn 0.8 m lấy: bp = d + 1, các trường hợp còn lại: bp = 1.5d + 0.5, bp = 1.0 + 0.5 = 1.5m

Eb = 32.5×10 6 (kN/m 2 ), mô đun vật liệu làm cọc

I = 0.1×1 4 = 0.1 (m 4 ), moment quán tính tiết diện ngang cọc

Xác định hệ số k, được tính trung bình qua các lớp đất (bảng A.1 TCVN

10304:2014) Đất chủ yếu bao quanh thân cọc là sét, á sét trạng thái dẻo cứng đến cứng → chọn k = 12000 kN/m 4

Chiều dài tính toán của cọc: 1 0 2 2 l l 4.35 m

= + =  Xác định độ mảnh của cọc: l 4.35

Sức chịu tải của cọc theo cường độ vật liệu như sau: cb b sc s,tot

9.2.1.2 Xác định sức chịu tải cực hạn của cọc theo R c,u

Có nhiều công thức để xác định sức chịu tải cực hạn của cọc trong đồ án này sinh viên sẽ trình bày 3 cách xác định sức chịu tải của đất nền như sau:

1 Xác định sức chịu tải của cọc theo chỉ tiêu cơ lý đất nền

2 Xác định sức chịu tải của cọc theo các chỉ tiêu cường độ của đất nền

3 Xác định sức chịu tải của cọc theo kết quả thí nghiệm tiêu chuẩn SPT

1 Sức chịu tải của cọc theo các chỉ tiêu cơ lý đất nền

Theo mục 7.2.3.1 TCVN 10304:2014, Sức chịu tải trọng nén Rc, u của cọc treo hạ bằng phương pháp ép được xác định bằng tổng sức kháng của đất dưới mũi cọc và trên thân cọc:

Trong đó: γcq: hệ số điều kiện làm việc của đất dưới mũi có xét đến ảnh hưởng của phương pháp hạ cọc đến sức kháng của đất γcq = 1 (Bảng 4 TCVN 10304:2014) γcf: Hệ số điều kiện làm việc của đất trên thân cọc có xét đến ảnh hưởng của phương pháp hạ cọc đến sức kháng của đất γcf = 1 (Bảng 4 TCVN 10304:2014) u: Chu vi tiết diện ngang thân cọc, u = 3.145(m)

Ab: Diện tích cọc tựa lên đất, Ab = 0.785 m 2 li: Chiều dài đoạn cọc nằm trong lớp đất thứ “i” fi: Cường độ sức kháng trung bình của lớp đất thứ “i” (Bảng 3 TCVN 10304-

2014) qb: Cường độ sức kháng của đất dưới mũi cọc, theo chỉ dẫn 7.2.3.2 TCVN 10304:2014 Đối với đất dính qb = 4500 (kPa) được lấy theo Bảng 7 TCVN 10304:2014 với IL < 0 và chiều sâu hạ cọc 46.5 m Chiều dài cọc L = 38 m Xác định   cf fi li (Đất nền chia thành các lớp đồng chất không quá 2m):

Bảng 9.2: Bảng xác định sức chịu tải cọc theo chỉ tiêu cơ lý đất nền

Lớp Độ sâu Li Độ sâu Ztbi Độ sệt IL fi γcf.fi.li

Sức chịu tải của cọc theo chỉ tiêu cơ lý của đất nền:

2 Sức chịu tải cọc theo cường độ đất nền

Theo phụ lục G2 TCVN 10304:2014 Sức chịu tải cực hạn của cọc: c,u b b i i

A b = 0.785m 2 là diện tích ngang của mũi cọc q : Cường độ chịu tải của đất dưới mũi cọc p

Với N , N c q hệ số sức chịu tải phụ thuộc vào ma sát trong đất, hình dạng mũi cọc và phương pháp thi công, φ = 19°37’, N c 03, N q =5.91

Sức chịu tải cực hạn của cọc do ma sát bên: R s =u  f l i i

Công thức cường độ sức kháng trung bình fi tổng quát: Đối với đất rời là:f i =  k i v,zi tan( a,i )

122 Đối với đất dính: fi = αcu, i

Trong đó: k i: hệ số áp lực ngang của lớp đất thứ i đất cố kết thường k i = −1 sin( a i , )

v,zi: ứng suất pháp hiệu quả trung bình theo phương đứng của lớp đất thứ i

a,i: góc ma sát giữa đất và cọc trong lớp đất thứ i (Cọc bê tông chọn  a ,i =  i )

Bảng 9.3: Sức chịu tải của đất theo cường độ đất nền

Lớp Trạng thái Độ sâu (m) Độ sâu Ztbi Li

Ki tan cu,i  fi fi.li

Sức chịu tải của cọc theo chỉ tiêu cường độ đất nền:

3 Sức chịu tải cọc theo tiêu chuẩn SPT

Sức chịu tải của cọc theo công thức của Viện kiến trúc Nhật Bản (1988), theo phụ lục G mục G.3.2 TCVN 10304:2014: c,u3 c p b cf ci ci cf si si c p f

R =γ (q A +u(γ f l +γ f l )) γ (Q +Q ) Trong đó: Qp: sức kháng mũi

* Sức kháng mũi: Qp = qp  Ap

Khi mũi cọc nằm trong lớp đất dính

2 b u c,i q l = 6 6.25 N  = 6 6.25 44 1650 kN/m (Nc, i là chỉ số SPT trong đất dính)

- Đối với đất dính: Qf = ufci lci

Trong đó: fci là cường độ sức kháng trên đoạn cọc nằm trong lớp đất dính thứ “i” fci = αp fL cui

p là hệ số điều chỉnh cho cọc đóng, phụ thuộc vào tỷ lệ giữa sức kháng cắt không thoát nước của đất dính cu và trị số trung bình của ứng suất pháp hiệu quả thẳng đứng, xác định theo biểu đồ trên hình G.2a TCVN 10304:2014 fL là hệ số điều chỉnh độ mảnh h/d của cọc đóng, xác định theo biểu đồ hình G.2b Đối với cọc khoan nhồi fL = 1 cui là Lực dính không thoát nước cuả lớp đất thứ i (=6.25Nci kPa)

- Đối với đất rời: Qf = ufsi lsi

Trong đó: fsi là cường độ sức kháng của đất rời trên thân cọc 10

Bảng 9.4: Sức kháng ma sát theo thí nghiệm tiêu chuẩn SPT

 'v, zi cui cui/v,si p fci fsi fci×lci fsi×lsi

46.50 2.00 46.20 44 44 379.50 21.02 0.725 0.584 160.53 321.06 cf ci ci cf si si γ f l + γ f l   2661.5

Sức chịu tải của cọc theo thí nghiệp SPT:

3 c,u, qe1 b b cf ci ci cf si si

4 Sức chịu tải thiết kế của cọc

Bảng 9.5: Bảng tổng hợp sức chịu tải

Sức chịu tải Kết quả Rcu_i (kN)

Chỉ tiêu cơ lý đất nền 13528.5

Sức chịu tải cực hạn của cọc:

Sức chịu tải thiết kế của cọc:

Vậy chọn sức chịu tải thiết kế cho cọc: R c,d U00 kN

Thỏa điều kiện: R VL 402.3kN  1.5R c ,d 50 kN

9.2.3 Tính toán số lượng cọc và kiểm tra khả năng chịu nén cọc

9.2.3.1 Tính toán số lượng cọc

Sơ bộ số lượng cọc cho toàn bộ công trình

Móng cột giữa (M2) có lực dọcN tt 0 305.73 kN

Phản lực của cọc lên đáy đài: c,d tt 2

= =  Diện tích sơ bộ đáy đài: tt sb 0 2 d tt tb

Tổng lực tính toán tính đến đáy đài: tt tt tt sb tt 0 d 0 d tb

Số lượng cọc trong móng: c tt c,d

Trong đó:  hệ số xét đến do mô men, chọn:  =1.2 cho móng dưới cột giữa

Khoảng cách giữa 2 tim cọc s = 3d = 3.0m Khoảng cách từ tim cọc tới mép đài s = d = 1.0m

Thiết kế móng M1

9.3.1 Kiểm tra điều kiện tải tác dụng đầu cọc

Lực tác dụng lớn nhất lên móng M1: N tt = 14596.19 (kN)

Sức chịu tải cọc sử dụng: Rcd = 5500 (kN)

Sơ bộ số lượng cọc: tt coc cd

Chọn kích thước đài cọc và bố trí như sau:

Khoảng cách giữa 2 tim cọc s = 3d = 3.0m Khoảng cách từ tim cọc tới mép đài s d = 1.0m

Bảng 9.6: Tọa độ cọc móng M1

Trọng lượng đài: W = Vd × γd = [(5 × 4.6) – (2×3.1)] × 2 × 25 = 840 (kN)

Tải trọng đứng tác dụng tại đáy đài:N tt = F Zi + W (kN); tt tt tt y max x max max,min 2 2 coc i i

Bảng 9.7: Kết quả tinh toán P max và P min móng M1

Combo Fz (kN) My (kN.m) Mx (kN.m) Pmax (kN) Pmin (kN)

R = 500 Vậy thỏa điều kiện cọc không bị phá hoại và số lượng cọc cũng như cách bố trí cọc là hợp lí

9.3.2 Kiểm tra áp lực đất nền tác dụng lên mũi cọc

Sử dụng giá trị tải truyền xuống móng với giá trị lực dọc Nmax ứng với giá trị tiêu chuẩn, gần đúng lấy N tc =N tt max /1.15 tc tc x tc y

9.3.2.1 Xác định kích thước khối móng quy ước:

Quan niệm cọc và đất giữa các cọc làm việc đồng thời như một khối móng đồng nhất đặt trên lớp đất bên dưới mũi cọc Mặt truyền tải của khối móng quy ước được mở rộng hơn so với diện tích đáy đài với góc mở (theo mục 7.4.4, TCVN 10304:2014)

Góc ma sát trung bình: tb i i tb i h 20.717 5.18 h 4

i: Góc ma sát trong tính toán của từng lớp đất có chiều dày li mà cọc xuyên qua; hi : Chiều dài đoạn cọc trong lớp đất thứ “i”

Bảng 9.8: Khối móng quy ước cho móng 3 cọc

9.3.2.2 Trọng lượng móng khối quy ước

Khối móng quy ước như một khối trụ hình tròn, có bán kính:

Trọng lượng khối móng quy ước:

W =H    = R 38 5.5 10.51 39752.2(kN)Tải trọng quy về đáy khối móng quy ước: tc tc d qu tc tc xd x tc tc yd y

= = Độ lệch tâm do moment: tc xd x tc d tc yd y tc d

→ Bỏ qua ảnh hưởng của moment Áp lực đất dưới nền đáy móng: tc tc d 2 tb 2 qu

Cường độ tiêu chuẩn của đất dưới đáy khối móng quy ước Theo mục 4.6.9, trang 24 TCVN 9362 – 2012, cường độ tiêu chuẩn của đất nền được xác định theo công thức:

II II II II 0 tc m m

Trong đó: m1 và m2: Lần lượt là hệ số điều kiện làm việc của đất nền và hệ số điều kiện làm việc của nhà hoặc công trình có tác dụng qua lại với nền, tra Bảng 15 theo Điều 4.6.10 TCVN 9362:2012→ m1 = 1, m2 = 1 ktc: Hệ số độ tin cậy tra theo Điều 4.6.11 TCVN 9362–2012, các đặc trưng tính toán lấy trực tiếp từ các bảng thống kê → ktc = 1;

A, B, D: Các hệ số không thứ nguyên lấy theo Bảng 14, TCVN 9362:2012, phụ thuộc vào góc ma sát trong II = 19 o 62’→ A = 0.51, B = 3.06, C = 5.66; b: Quy đổi về bề rộng hình tròn, b = F =  R 2 = 5.783   = 10.250 (m) h: Chiều cao của khối móng quy ước, h = Hqu = 38 (m)

II: Dung trọng lớp đất từ đáy khối móng qui ước trở xuống II = 10.51 (kN/m 3 )

II’: Dung trọng các lớp đất từ đáy khối móng qui ước trở lên

 = = ; cII: Giá trị lực dính đơn vị nằm trực tiếp dưới đáy móng, c = 43.1 (kN/m 2 ); ho: Chiều sâu đến nền tầng hầm, ho = h – htđ; h là chiều sâu đặt móng so với cốt quy định Theo chú thích 3 mục 4.6.9 TCVN 9362:2012 khi chiều rộng tầng hầm lớn hơn 20m thì chiều sâu đặt móng h lấy bằng htd Nên h = htd nên h0 = 0

Vậy sức chịu tải tiêu chuẩn của đất nền dưới đáy khối móng quy ước:

Kiểm tra điều kiện áp lực tại mặt phẳng mũi cọc tc 2 2

 Thỏa mãn điều kiện áp lực tại mặt phẳng mũi cọc

Chia lớp đất dưới mũi cọc thành nhiều phân lớp có chiều dày hi=1.0m Tính ứng suất gây lún cho đến khi nào thỏa điều kiện σibt ≥ 5 σigl (vị trí ngừng tính lún) với: bt qu 2

 =  : Ứng suất gây lún tại đáy lớp thứ “i” koi: Hệ số tra bảng C.1, TCVN 9362:2012, phụ thuộc vào tỉ số Lqu/Bqu và Z/Bqu tc gl 2

 Cần tính lún cho móng Đáy của khối móng quy ước ở lớp 6 và có biểu đồ đường quan hệ e-p của lớp đất 6 như hình sau:

Hình 9.8: Biểu đồ đường quan hệ e-p của lớp 6

Tính lún theo phương pháp phân tầng cộng lún như sau: Điều kiện độ lún nền móng cho phép: e e n n 1i 2i

Bảng 9.9: Bảng tính lún móng cọc M1

 kN/m 3 kN/m 3 kN/m 3 kN/m 3 kN/m 3 cm 

Ta có tại lớp phân tố thứ 3 có σ = 415.79(kN/m ) > 5×σ = 72.23(kN/m ) bt 2 gl 2 → Dừng tính lún tại đây

Tổng độ lún của móng: S 0.5(cm)=   S (cm)→ Thỏa điều kiện lún của móng

9.3.4 Kiểm tra xuyển thủng đài móng M1

Hình 9.9: Mặt cắt tháp xuyên thủng móng M1

Chiều cao đài hd = 2 m Chiều cao làm việc của đài h 0 =h d − =a 2.0 0.1 1.9 m− Ta có: ho = 1.9m, c = 1.0m o 3 cx bt m o h (2 0.7) 1.9

=  =    +   Lực xuyên thủng Fxt = Pmax = 4873.0 (kN) < Fcx= 5848.2 (kN)

Vậy thỏa điều kiện cột chọc thủng đối với đài

9.3.5 Thiết kế cốt thép cho đài móng M1 bằng phần mềm SAFE

Nội lực để tính toán cốt thép cho đài móng được lấy từ các dải Strip chia đều kín đài móng trong mô hình phần mềm Safe

Chọn agt lớp dưới agt.d = angàm + 20 = 150 + 20 = 220 (mm)

Chọn agt lớp trên agt.t = 45 (mm)

Bảng 9.10: Bảng tính thép đài móng M1

Phương Vị trí M M trên 1m ho αm ζ As μ Chọn thép Aschọn kN.m kN.m mm mm 2 % ỉ a mm 2

Bảng 9.11: Tọa độ cọc móng M

Tải trọng đứng tác dụng tại đáy đài:N tt = F Zi + W (kN); tt tt tt y max x max max,min 2 2 coc i i

Bảng 9.12:Kết quả tinh toán P max và P min móng M2

Combo Fz (kN) My (kN.m) Mx (kN.m) Pmax (kN) Pmin (kN)

Vậy thỏa điều kiện cọc không bị phá hoại và số lượng cọc cũng như cách bố trí cọc là hợp lí

Hình 9.12: Khối móng quy ước cho móng 4 cọc

Diện tích đáy khối móng quy ước tính theo công thức: Aqu = Lqu  Bqu: tb qu d c tb qu d c

A =B L 52 10.52 110.82(m ) Trọng lượng khối móng quy ước:

( ) qu qu qu qu tb

Tải trọng quy về đáy khối móng quy ước: tc tc d qu tc tc xd x tc tc yd y

→ Bỏ qua ảnh hưởng của moment Áp lực đất dưới nền đáy móng: tc tc d 2 tb qu

A, B, D: Các hệ số không thứ nguyên lấy theo Bảng 14, TCVN 9362:2012, phụ thuộc vào góc ma sát trong II = 19 o 62’→ A = 0.51, B = 3.06, C = 5.66; b: bề rộng khối móng quy ước h: Chiều cao của khối móng quy ước, h = Hqu = 38 (m)

Chia lớp đất dưới mũi cọc thành nhiều phân lớp có chiều dày hi=1m Tính ứng suất gây lún cho đến khi nào thỏa điều kiện σi bt ≥ 5 σi gl (vị trí ngừng tính lún) với: bt qu 2

 =  : Ứng suất gây lún tại đáy lớp thứ “i” koi: Hệ số tra bảng C.1, TCVN 9362:2012, phụ thuộc vào tỉ số Lqu/Bqu và 2Z/Bqu tc gl 2

 Cần tính lún cho móng

Tính lún theo phương pháp phân tầng cộng lún như sau:

Bảng 9.13: Bảng tính lún móng cọc M2

Ta có tại lớp phân tố thứ 3 có σ = 455.59(kN/m ) > 5×σ = 5×73.13(kN/m ) bt 2 gl 2 → Dừng tính lún tại đây

9.4.4 Kiểm tra xuyển thủng đài móng M2

Nhận xét: Với góc lan tỏa ứng suất 45 o ta thấy tháp xuyên thủng hình thành từ mép cột phủ đầu qua cọc, nên đài móng được xem là tuyệt đối cứng → Điều kiện chống nén thủng (chọc thủng đài bởi cột) được đảm bảo

Nội lực để tính toán cốt thép cho đài móng được lấy từ các dải Strip chia đều kín đài móng trong mô hình phần mềm Safe:

Chọn agt lớp dưới agt.d = angàm + 20 = 150 + 20 = 220 (mm)

Chọn agt lớp trên agt.t = 45 (mm

Thiết kế móng lõi thang máy MLT

Lực tác dụng lớn nhất lên móng MLT: N tt = 110925.1 (kN)

Hình 9.15: Mặt bằng móng MLT

Do sự bố trí cọc trong đài móng lõi thang rất phức tạp, nên việc tính toán kiểm tra thủ công gặp nhiều khó khăn, mặt khác sự tin cậy của mô hình phân tích đã được kiểm chứng bởi những mô hình đơn giản đã so sánh đối chiếu ở trên nên việc tính toán móng lõi thang sẽ được thực hiện với sự hỗ trợ của phần mềm SAFE V.12

Hình 9.16: Phản lực đầu cọc móng lỗi thang máy MLT

Nhận xét: Pmax = 5076(kN) < Rc,d = 5500 (kN) → Vậy thỏa điều kiện cọc không bị phá hủy

Sử dụng giá trị tải truyền xuống móng với giá trị lực dọc Nmax ứng với giá trị tiêu chuẩn, gần đúng lấy N tc =N tt max /1.15 tt tt x tt y

i: Góc ma sát trong tính toán của từng lớp đất có chiều dày li mà cọc xuyên qua;

151 hi: Chiều dài đoạn cọc trong lớp đất thứ “i”

Hình 9.17: Khối móng quy ước cho móng lỗi thang máy

( ) qu qu qu qu tb

W = B L H   53 19.53 38 10.51 152287.78 kN   Tải trọng quy về đáy khối móng quy ước: Độ lệch tâm do moment: tc xd x tc d tc yd y tc d

Trong đó: m1 và m2: Lần lượt là hệ số điều kiện làm việc của đất nền và hệ số điều kiện làm việc của nhà hoặc công trình có tác dụng qua lại với nền, tra Bảng 15 theo Điều 4.6.10 TCVN 9362:2012→ m1 = 1.2, m2 = 1.4 ktc: Hệ số độ tin cậy tra theo Điều 4.6.11 TCVN 9362–2012, các đặc trưng tính toán lấy trực tiếp từ các bảng thống kê → ktc = 1;

9.5.3 Tính lún móng lõi thang máy MLT

 =  : Ứng suất gây lún tại đáy lớp thứ “i” koi: Hệ số tra bảng C.1, TCVN 9362:2012, phụ thuộc vào tỉ số Lqu/Bqu và Z/Bqu tc gl 2

 Cần tính lún cho móng

Bảng 9.15: Bảng tính lún móng cọc lõi thang máy MLT

9.5.4 Kiểm tra xuyên thủng móng MLT

Công thức chung xác định lực chống xuyên theo mục 6.2.5.4 TCVN 5574-2012 o cx bt m o

Fcx: Là lực chống xuyên thủng;

: Là hệ số, bê tông nặng lấy bằng 1; bê tông hạt nhỏ 0.85; bê tông nhẹ 0.8;

Rbt là cường độ chịu cắt của bê tông, dùng bê tông B30 → Rbt = 1.2 MPa; um: Là chu vi trung bình của mặt nghiêng xuyên thủng; ho: Là chiều cao làm việc của đài;

C: Là chiều dài hình chiếu mặt bên tháp xuyên thủng lên phương ngang;

Vì chiều cao đài 2 m nên tháp xuyên thủng phủ hết các đầu cọc Do đó ta cần kiểm tra theo điều kiện hạn chế

Hình 9.18: Tháp xuyên thủng móng lỗi thang MLT

Xem hệ vách như một cột cứng, do đó kiểm tra xuyên thủng do các hàng cọc biên gây ra

=  =    +   Lực xuyên thủng Fxt = 5Pmax = 55076 = 25380 (kN) < Fcx = 59318.9(kN)

=  =    +   Lực xuyên thủng Fxt = 5Pmax = 55076 = 25380 (kN) < Fcx = 77723.8 (kN)

Vậy đài thỏa điều kiện chọc thủng

Hình 9.19: Môment đài móng lõi thang máyMLT

Chọn agt lớp dưới agt d =a ngàm + 20 = 150 + 20 = 220 (mm)

Bảng 9.16: Bảng tính thép đài móng lõi thang máy MLT

Khoảng cách giữa 2 tim cọc s = 3d = 3m Khoảng cách từ tim cọc tới mép đài s = d

Giá trị Pmax thu được từ mô hình tính toán bằng phần mềm Safe như sau:

Hình 9.21: Phản lực đầu cọc móng M3

Phản lực đầu cọc Pmax = 5367 (kN) < 5500 (kN) Vậy thỏa điều kiện cọc không bị phá hoại và số lượng cọc cũng như cách bố trí cọc là hợp lí

Hình 9.22: Khối móng quy ước cho móng 4 cọc

( ) qu qu qu qu tb

Tải trọng quy về đáy khối móng quy ước: tc tc d qu tc tc xd x tc tc yd y

 = = ; cII: Giá trị lực dính đơn vị nằm trực tiếp dưới đáy móng, c = 43.1 (kN/m 2 ); ho: Chiều sâu đến nền tầng hầm, ho = h – htđ; h là chiều sâu đặt móng so với cốt quy định Theo chú thích 3 mục 4.6.9

TCVN 9362:2012 khi chiều rộng tầng hầm lớn hơn 20m thì chiều sâu đặt móng h lấy bằng htd Nên h = htd nên h0 = 0

 Thỏa mãn điều kiện áp lực tại mũi cọc

 =  : Ứng suất gây lún tại đáy lớp thứ “i” koi: Hệ số tra bảng C.1, TCVN 9362:2012, phụ thuộc vào tỉ số Lqu/Bqu và 2Z/Bqu tc gl 2

Bảng 9.17: Bảng tính lún móng M3

Ta có tại lớp phân tố thứ 6 có σ = 455.59(kN/m ) > 5×σ = 5×94.545(kN/m ) bt 2 gl 2 → Dừng tính lún tại đây

9.6.4 Kiểm tra xuyên thủng móng M3

Nhận xét: Với góc lan tỏa ứng suất 45 o ta thấy tháp xuyên thủng hình thành từ mép cột phủ đầu qua cọc, nên đài móng được xem là tuyệt đối cứng → Điều kiện chống nén thủng (chọc thủng đài bởi cột) được đảm bảo

Chọn agt lớp dưới agt d = a ngàm + 20 = 150 + 20 = 220 (mm)

X Lớp trên Bố trí thép cấu tạo 10 200 393

BIỆN PHÁP THI CÔNG TƯỜNG VÂY THEO BIỆN PHÁP

Thông số đất nền và vật liệu

Từ kết quả báo cáo khảo sát địa chất và phương pháp tính toán tương quan được giá trị các thông số trong bảng sau:

Bảng 10.1: Bảng số liệu đất nền

Loại đất Đất đắp Á sét Á sét Sét lẫn sỏi Sét, á sét Cát mịn Sét lẫn cát Sét, á sét

Type HS HS HS HS HS HS HS HS

Drained UnDrained UnDrained UnDrained UnDrained Drained UnDrained UnDrained

1500*N 300*Su 300*Su 300*Su 300*Su 1500*N 300*Su 300*Su

Chiều dày m 0.00 1.50 2.70 6.60 8.00 10.90 10.90 30.70 s u = σ vo tg φ +c kN/m2 34.17 50.88 72.87 113.03 24.90 249.34

Kết quả tổng hơp trên được xác định như sau: Đối với mô hình hardening soil, xác định các chỉ số c,  sat, unsat, kx, ky lấy từ số liệu thí nghiệm và hồ sơ khảo sát địa chất

Xác định các module biến dạng:

Eoedvà E ref xác định từ thí nghiệm nén cố kết

Thông số sức chống cắt Đất sét từ hồ sơ báo cáo khảo sát địa chất (File đính kèm) Đất cát không có kết quả thí nghiệm nên được xác định từ công thức tương quan như sau: Hanson và Thornburn: 0.014*( N ) 60

Thông số module đàn hồi:

Sét lấy từ kết quả thí nghiệm nén cố hoặc nén 3 trục Đối với một số lớp đất thông số E được tính theo công thức như bảng tổng hợp trên

Hệ số OCR lấy từ kết quả thí nghiệm nén cố kết hoặc công thức tương quan hiện trường

Giá trị của thông số OCR= p c p được lấy trực tiếp từ thí nghiệm nén cố kết theo công thức: OCR p c

Trong đó pc: áp lực tiền cố kết p: áp lực thẳng đứng hữu hiệu

Khi không có thí nghiệm nén cố kết có thể sử dụng công thức tương quan với SPT để xác định hệ số OCR theo Mayne & Kemper:OCR =(0.47 0.58 )N60/'v0

2 σ' (kg/cm ) : ứng suất hữu hiệu thẳng đứng v0

N = N C : chỉ số SPT đã hiệu chỉnh

C = 0.5 0.9E  : ở Việt Nam thường lấy CE = 0.5

10.2.2 Thông số tường vây Barrette dày 800

Hệ tường cọc Barrette dày 800mm được thi công bằng phương pháp khoan nhồi, thành vách đào được chắn giữa bằng dung dịch Bentonite, cọc barrette được khoan tới độ sâu -35m tính từ mặt đất tự nhiên Tường vây cọc barrette chịu tải trọng ngang và có tính chất như nhau theo chu vi hố đào nên cắt 1m dài để tính toán

Bê tông dùng để thi công là bê tông mác M400(B30) có modul đàn hồi là Eb 3,25.10 7 kN/m 2

Bảng 10.2: Thông số tường vây

Cấu kiện Mô tả Ký hiệu Đơn vị Giá trị

Loại vật liệu tác động - - Elastic

Moment quán tính I m 4 4.270E-02 Độ cứng dọc trục EA kN/m 2.6E+07 Độ cứng kháng uốn EI kNm²/m 1.38E+06

10.2.3 Thông số hệ thanh chống và sàn tầng hầm

Bố trí 4 hệ thanh chống thép hình H350×350×12×19:

Thép sử dụng làm thanh chống có mác CCT34 có mô-đun đàn hồi E = 2.110 8 kN/m 2 , cường độ tính toán f = 2100 kG/cm 2 , f y = 2200 kG/cm 2 ;

Bảng 10.3: Thông số thanh chống

Cấu kiện Parameter Name Unit Value

Thanh chống loại 1 Loại vật liệu tác động - - Elastic

H350×350×12×19 Độ cứng dọc trục EA kN/m 3.759E+06

Bảng 10.4: Thông sô kingpost giao nhau giữa các thanh chống

Cấu kiện Thông số Kí hiệu Giá trị Đơn vị

Tính chất vật liệu Material type Elastic - Độ cứng dọc trục EA 3.759E+06 kN/m

Bảng 10.5: Thông số sàn tầng hầm

Thông số Ký hiện Đơn vị Sàn tầng hầm 3

Sàn tầng hầm 1 Tính chất vật liệu Material type - Elastic Elastic Elastic

Thông số Ký hiện Đơn vị Sàn tầng hầm 3

Sàn tầng hầm 1 Modun đàn hồi E kN/m 2 3.25E+07 3.25E+07 3.25E+07 Độ cứng khi nén EA kN/m 9.75E+06 9.75E+06 9.75E+06 Độ cứng khi uốn EI kNm 2 /m 7.3E+04 7.3E+04 7.3E+04

Hoạt tải xung quanh hố đào được lấy bằng (10-15) kN/m 2 (kể đến tải trọng thi công các khu vực kho bãi vật liệu) phân bố trong phạm vi 5m và cách mép ngoài tường vây cọc barrette là 2.0 m, đặt ở mặt đất tự nhiên (MĐTN)

10.2.5 Điều kiện mực nước ngầm

Mực nước ngầm so với mặt đất tự nhiên là -9.2m.

Mô hình Plaxis

10.3.1 Trình tự thi công hố đào

Cao trình 0.000m qui ước trong thuyết minh tương ứng với cao độ mặt đất tự nhiên

Giai đoạn 1: Thi công tường cọc barrette dày 800 dài 35m

Giai đoạn 2: Đào đất đến độ sâu -2.0m

Giai đoạn 3: Lắp đặt hệ chống 1 H3503501219 tại cao độ -1.0m

Giai đoạn 4: Đào đất đến độ sâu -7.0m

Giai đoạn 5: Lắp hệ chống 2 H3503501219 tại cao độ -5.5m

Giai đoạn 6: Đào đất đến độ sâu -11m và hạ mực nước ngầm đến độ sâu -

Giai đoạn 7: Lắp hệ chống 3 H3503501219 tại cao độ -9.5m

Giai đoạn 8: Đào đất đến độ sâu đáy móng -12.5m và hạ mực nước ngầm đến -13m

Giai đoạn 9: Thi công các móng và sàn dầm tầng hầm 3

Giai đoạn 10: Tháo hệ chống 3

Giai đoạn 11: Thi công sàn dầm tầng hầm 2

Giai đoạn 13: Thi công sàn dầm tầng hầm 1

Giai đoạn 15: Thi công sàn dầm tầng Groud

10.3.2 Mô hình trong phần mềm Plaxis

Do mụ hỡnh cú tớnh chất đối xứng nờn sinh viờn mụ hỡnh ẵ hố đào trong phần mềm Plaxis 8.6 như sau:

Hình 10.1: Mô hình hố đào trong phần mềm Plaxis

Hình 10.2: Mesh đất trong mô hình Plaxis

10.3.3 Nội lực và chuyển vị của tường vây cọc Barrette

Sau khi mô hình, phần mềm Plaxis đã phân tích tính toán nội lực cũng như chuyển vị của tường vây theo các giai đoạn thi công như bảng sau:

Bảng 10.6: Nội lực tường vây theo các giai đoạn thi công

U x (m) Monent M (kNm/m) Lực cắt Q (kN/m)

2: Đào đất đến độ sâu -

6: Đào đất đến độ sâu

U x (m) Monent M (kNm/m) Lực cắt Q (kN/m)

Thi công sàn dầm tầng

Biểu đồ bao nội lực

10.3.4 Nội lực và chuyển vị ngang thanh chống

Kết quả nội lực trong các thanh chống trong một số giai đoạn thi công ứng với các chiều sâu và phương pháp chống đỡ khác nhan bên trong hố đào gây bất lợi cho thanh chống được trình bày trong bảng sau:

Nội lực thanh chống tường vây

STT Loại thanh chống Cao độ tim thanh chống (m)

Phản lực trong thanh chống (kN/m)

Phân tích chuyển vị ngang của tường vây qua các giai đoạn thi công

Từ bảng kết quả tổng hợp nội lực và chuyển vị của tường trong muc 1.3.2, chuyển vị ngang lớn nhất của tường là 65.23 mm khi thi công Giai đoạn 15: Thi công sàn dầm tầng Groud Chuyển vị này xãy ra tại cao độ -35 m của tường vây cọc barrette (chân tường), trong khi đó chuyển vị tại đỉnh của tường lớn nhất bằng 21.262 mm

Hình 10.3: Chuyển vị đỉnh tường vây

Chuyển vị đỉnh của tường vây (x=-25m; y=0.00m):

Ux = 21.262mm < [Uxmax =0.5%Hhđ] = 52.5mm => Thỏa Chuyển vị lớn nhất của tường vây:

Ux = 65.23mm < [Uxmax =L/200] = 35000/200 5mm => Thỏa

(Kiểm tra chuyển vị theo cấu kiện chịu uốn TCVN 5574 – 2018)

Tính toán cốt thép dọc chịu lực trong tường

Vật liệu tính toán được chọn tròn mục 2.2

Kích thước tính toán b x h = 800 x 1000 mm

Lớp bê tông bảo vệ a = a’ = 50 mm

Bố trí cốt thép theo phương chiều dài tường có bề rộng 1m:

Bảng 10.7: Kết quả tính toán cốt thép tường vây

Vị trí M ho αm ζ As μ Chọn thép Aschọn

Phân tích kiểm tra hệ thanh chống

10.6.1 Mô hình phân tích ETABS 16

Hình 10.4: Mô hình 3D tính toán ETABS

Kết quả phân tính tính toán được thực hiện bởi phần mềm tính toán như sau:

Hình 10.5: Lực dọc trong hệ chống Hình 10.6:Mô ment trong hệ chống

10.6.2 Kiểm tra ổn định thanh chống Để đơn giản trong tính toán xem thanh chống như cấu kiện chịu kéo-nén đúng tâm

Hình 10.7: Tiết diện thanh chống Điều kiện ổn định tổng thể theo TCVN 5575-2012:

Trong đó: min tra bảng dựa vào  max và f Điều kiện ổn định cục bộ theo mục 7.6.2 TCVN 5575-2012:

  Trong đó: hw, tw: chiều cao chiều dày bản bụng

  Trong đó: b0, tf: chiều cao, chiều dày bản cánh

Kiểm tra điều kiện bền

Vì A = An và  min < 1 nên không cần kiểm tra điều kiện bền mà chỉ cần kiểm tra điều kiện ổn định tổng thể Đặc trưng tiết diện của thanh chống

Bảng 10.8: Đặc trưng tiết diện thanh chống tw

Ta có: lực lớn nhất trong 4 hệ chống là Nmax = 497.75 (kN) x x x y y y max l 1200 i 15.2 78.9 l 500 i 8.84 56.5 78.9

Từ  max x.9 và f = 2100 (kN/m 2 ), ta có  min = 0.727 (Theo D.8 TCVN 5574 – 2012) Kiểm tra ổn định tổng thể trong mặt phẳng:

Vậy thanh chống không mất ổn định tổng thể trong mặt phẳng

Kiểm tra ổn định cục bộ bản bụng:

Giả sử độ lệch tâm tương đối m = 0và  = x 2.52 theo bảng 33, TCVN 5575-2012 ta có:

= =    Kiểm tra ổn định cục bộ bản cánh:

Ta có0.8  = x 2.54 theo bảng 35, TCVN 5575-2012 ta có:

= = =   Vậy thanh chống không mất ổn định cục bộ

[1] TCVN 2737: 1995 Tải trọng và tác động - Tiêu chuẩn thiết kế

[2] TCXD 229: 1999 Chỉ dẫn tính toán thành phần động của tải trọng gió theo TCVN 2737: 1995

[3] TCVN 9386: 2012 Thiết kế công trình chịu động đất

[4] TCVN 5574: 2018 Kết cấu Bê Tông và Bê Tông Cốt Thép - Tiêu chuẩn thiết kế

[5] TCXD 198: 1997 Nhà cao tầng - Thiết kế kết cấu Bê Tông Cốt Thép toàn khối

[6] TCVN 9362: 2012 Tiêu chuẩn thiết kế nền nhà và công trình

[7] TCVN 10304: 2014 Móng cọc - Tiêu chuẩn thiết kế

[8] Hướng dẫn thiết kế kết cấu nhà cao tầng BTCT chịu động đất theo TCXDVN 375: 2006” - NXB Xây Dựng, - 2009

[9] Võ Bá Tầm, Nhà cao tầng bê tông cốt thép, NXH ĐHQG TP Hồ Chí Minh

[10] Nguyễn Đình Cống, Sàn bê tông cốt thép toàn khối - NXB Xây Dựng - Hà Nội

[11] Nguyễn Đình Cống, Tính toán thực hành cấu kiện BTCT - Tập 1 - NXB Xây Dựng -Hà Nội 2009

[12] Nguyễn Đình Cống, Tính toán thực hành cấu kiện BTCT - Tập 2 - NXB Xây Dựng -Hà Nội 2009

[13] Nguyễn Đình Cống, Tính toán tiết diện cột BTCT - NXB Xây Dựng - Hà Nội 2006

DANH MỤC PHỤ LỤC BẢNG BIỂU

Bảng A.1: Tải trọng tiêu chuẩn phân bố trên các ô bảng 2 Bảng A.2: Bảng tính gió tĩnh theo phương X 3 Bảng A.3: Bảng tính gió tĩnh theo phương Y 4 Bảng A.4: Bảng chu kỳ và tần số công trình 4 Bảng A.5: Biên độ giao động theo phương X và Phương Y 5 Bảng A.6: Chuyển vị của các MODE dao động 6 Bảng A.7: Tâm khối lượng và tâm cứng công trình 9 Bảng A.8: Tính toán gió động theo phương X (MODE 2) 10 Bảng A.9: Tính toán gió động theo phương Y (MODE 1) 11 Bảng A.10: Tính toán gió động theo phương Y (MODE 4) 12 Bảng A.11: Tổng hợp tải trọng gió 13 Bảng A.12: Kiểm tra chuyển vị đỉnh và chuyển vị lệch tầng do tác động gió 14 Bảng A.13: Bảng tính toán Sd theo chu kỳ T 15 Bảng B.1: Kết quả tính toán cốt thép sàn tầng điển hình 18 Bảng B.2:Bảng tính thép cột C3 21 Bảng B.3Bảng tính thép cột C45 22 Bảng B.4:Bảng tính thép cột C4 23 Bảng B.5: Bảng thống kê kích thước vách 25 Bảng B.6:Bảng tính toán vách P01 26 Bảng B.7: Bảng tính toán vách P02 27 Bảng B.8:Bảng tính toán vách P3 28 Bảng B.9:Bảng tính toán vách P4 29 Bảng B.10:Bảng tính toán vách P5 30 Bảng B.11: Bảng tính toán vách P6 31 Bảng B.12: Bảng tính toán vách P7 33 Bảng B.13: Bảng tính toán vách P8 34

DANH MỤC PHỤ LỤC HÌNH ẢNH

Hình A.1: Mô hình tổng thể công trình 1Hình A.2: Mặt bằng tầng sàn điển hình 2Hình A.3:Biểu đồ phổ thiết kế dùng cho phân tích đàn hồi 16Hình B.1: Nội lực Strip B theo phương Y 17Hình B.2: Nội lực Strip A theo phương X 17Hình B.3: Mặt đứng cột khung trục 2 20Hình B.4: Gán nhãn Pier cho vách trong Etabs 2016 25

PHỤ LỤC A SƠ ĐỒ KẾT CẤU VỀ CÔNG TRÌNH

A KẾT QUẢ TÍNH TOÁN TẢI TRỌNG CÔNG TRÌNH

Trong phần này đồ án xin trình bày một số thông tin liên quan để làm rõ thêm phần thuyết minh Phần này bao gồm:

- Các thông tin, dữ liệu để tính dao động cho công trình

- Kết quả thiết kế cốt thép cho các cấu kiện sàn, cột, vách

- Một phần thông tin về nội lực thiết kế các cấu kiện, sàn cột vách Một số bảng tính vì quá dài không tiện đưa vào phần thuyết minh, vì thế các thông tin về nội lực còn lại được lưu dưới dạng File Excel gửi kèm với phụ lực để dễ dàng tìm kiếm và tra cứu trên máy tính

Hình A.1: Mô hình tổng thể công trình

Hình A.2: Mặt bằng tầng sàn điển hình

1.2.1 Hoạt tải tác dụng lên sàn

Bảng A.1: Tải trọng tiêu chuẩn phân bố trên các ô bảng

STT Tên sàn Hoạt tải toàn phần tiêu chuẩn (kN/m 2 )

2 Sảnh, hành lang, cầu thang 3.0

3 Văn phòng, phòng ngủ, phòng khách, phòng ăn, vệ sinh 1.5

8 Ga ra ô tô (đường cho xe chạy, dốc lên xuống dùng cho xe con, xe khách và xe tải nhẹ có tổng khối lượng ≤ 2500 kg) 5.0

1.2.2 Thành phần tĩnh của tải trọng gió

Bảng A.2: Bảng tính gió tĩnh theo phương X

Bảng A.3: Bảng tính gió tĩnh theo phương Y

1.2.3 Thành phần động của tải trọng gió

Bảng A.4: Bảng chu kỳ và tần số công trình

UX UY UZ RZ Frequency sec cyc/sec

Bảng A.5: Biên độ giao động theo phương X và Phương Y

Tầng 18 3.5 67.5 -0.000007 0.000006 0.000006 2733.508 Tầng 17 3.5 64.0 -0.000006 0.000006 0.000004 2733.508 Tầng 16 3.5 60.5 -0.000006 0.000006 0.000003 2792.351 Tầng 15 3.5 57.0 -0.000005 0.000005 0.000001 2856.861 Tầng 14 3.5 53.5 -0.000005 0.000005 -5.181E-09 2856.861 Tầng 13 3.5 50.0 -0.000005 0.000005 -0.000001 2856.861 Tầng 12 3.5 46.5 -0.000004 0.000004 -0.000003 2856.861 Tầng 11 3.5 43.0 -0.000004 0.000004 -0.000004 2918.248 Tầng 10 3.5 39.5 -0.000003 0.000004 -0.000004 2983.56 Tầng 9 3.5 36.0 -0.000003 0.000003 -0.000005 2983.56 Tầng 8 3.5 32.5 -0.000003 0.000003 -0.000005 2983.56 Tầng 7 3.5 29.0 -0.000002 0.000002 -0.000005 2983.56

Bảng A.6: Chuyển vị của các MODE dao động

Case/Combo UX UY RZ

TOP D1 Modal 1 0.0000000018 0.0000070000 -0.0000000020 Tầng 18 D1 Modal 1 0.0000000025 0.0000060000 -0.0000000019 Tầng 17 D1 Modal 1 0.0000000024 0.0000060000 -0.0000000018 Tầng 16 D1 Modal 1 0.0000000022 0.0000060000 -0.0000000017 Tầng 15 D1 Modal 1 0.0000000020 0.0000050000 -0.0000000016 Tầng 14 D1 Modal 1 0.0000000019 0.0000050000 -0.0000000015 Tầng 13 D1 Modal 1 0.0000000017 0.0000050000 -0.0000000014 Tầng 12 D1 Modal 1 0.0000000016 0.0000040000 -0.0000000013 Tầng 11 D1 Modal 1 0.0000000014 0.0000040000 -0.0000000011 Tầng 10 D1 Modal 1 0.0000000013 0.0000040000 -0.0000000010 Tầng 9 D1 Modal 1 0.0000000011 0.0000030000 -0.0000000009 Tầng 8 D1 Modal 1 0.0000000010 0.0000030000 -0.0000000008 Tầng 7 D1 Modal 1 0.0000000008 0.0000020000 -0.0000000007 Tầng 6 D1 Modal 1 0.0000000007 0.0000020000 -0.0000000006 Tầng 5 D1 Modal 1 0.0000000005 0.0000020000 -0.0000000004 Tầng 4 D1 Modal 1 0.0000000004 0.0000010000 -0.0000000003 Tầng 3 D1 Modal 1 0.0000000003 0.0000010000 -0.0000000003 Tầng 2 D1 Modal 1 0.0000000002 0.0000010000 -0.0000000002 Tầng 1 D1 Modal 1 0.0000000001 0.0000003502 -0.0000000001 MEZZ D1 Modal 1 0.0000000001 0.0000001435 0.0000000000 GROU

TOP D1 Modal 2 -0.0000070000 0.0000000061 0.0000000183 Tầng 18 D1 Modal 2 -0.0000070000 0.0000000038 0.0000000173 Tầng 17 D1 Modal 2 -0.0000060000 0.0000000036 0.0000000164

Case/Combo UX UY RZ

Tầng 16 D1 Modal 2 -0.0000060000 0.0000000035 0.0000000154 Tầng 15 D1 Modal 2 -0.0000050000 0.0000000034 0.0000000144 Tầng 14 D1 Modal 2 -0.0000050000 0.0000000032 0.0000000133 Tầng 13 D1 Modal 2 -0.0000050000 0.0000000030 0.0000000123 Tầng 12 D1 Modal 2 -0.0000040000 0.0000000028 0.0000000112 Tầng 11 D1 Modal 2 -0.0000040000 0.0000000026 0.0000000102 Tầng 10 D1 Modal 2 -0.0000030000 0.0000000024 0.0000000091 Tầng 9 D1 Modal 2 -0.0000030000 0.0000000022 0.0000000080 Tầng 8 D1 Modal 2 -0.0000030000 0.0000000019 0.0000000070 Tầng 7 D1 Modal 2 -0.0000020000 0.0000000016 0.0000000059 Tầng 6 D1 Modal 2 -0.0000020000 0.0000000014 0.0000000049 Tầng 5 D1 Modal 2 -0.0000010000 0.0000000011 0.0000000040 Tầng 4 D1 Modal 2 -0.0000010000 0.0000000009 0.0000000031 Tầng 3 D1 Modal 2 -0.0000010000 0.0000000006 0.0000000023 Tầng 2 D1 Modal 2 -0.0000010000 0.0000000004 0.0000000015 Tầng 1 D1 Modal 2 -0.0000003779 0.0000000002 0.0000000009 MEZZ D1 Modal 2 -0.0000001990 0.0000000001 0.0000000004 GROU

Tầng 18 D1 Modal 3 0.0000003430 0.0000000282 0.0000003088 Tầng 17 D1 Modal 3 0.0000003212 0.0000000274 0.0000002912 Tầng 16 D1 Modal 3 0.0000003017 0.0000000273 0.0000002733 Tầng 15 D1 Modal 3 0.0000002819 0.0000000269 0.0000002554 Tầng 14 D1 Modal 3 0.0000002596 0.0000000257 0.0000002370 Tầng 13 D1 Modal 3 0.0000002374 0.0000000243 0.0000002184 Tầng 12 D1 Modal 3 0.0000002153 0.0000000228 0.0000001995 Tầng 11 D1 Modal 3 0.0000001950 0.0000000216 0.0000001804 Tầng 10 D1 Modal 3 0.0000001747 0.0000000202 0.0000001614 Tầng 9 D1 Modal 3 0.0000001534 0.0000000182 0.0000001424 Tầng 8 D1 Modal 3 0.0000001327 0.0000000161 0.0000001236 Tầng 7 D1 Modal 3 0.0000001128 0.0000000139 0.0000001053 Tầng 6 D1 Modal 3 0.0000000949 0.0000000120 0.0000000875

Case/Combo UX UY RZ

Tầng 5 D1 Modal 3 0.0000000778 0.0000000099 0.0000000707 Tầng 4 D1 Modal 3 0.0000000610 0.0000000077 0.0000000548 Tầng 3 D1 Modal 3 0.0000000457 0.0000000055 0.0000000401 Tầng 2 D1 Modal 3 0.0000000323 0.0000000036 0.0000000270 Tầng 1 D1 Modal 3 0.0000000208 0.0000000020 0.0000000157 MEZZ D1 Modal 3 0.0000000137 0.0000000016 0.0000000065 GROUD D1 Modal 3 0.0000000062 0.0000000004 0.0000000011 ROOF D1 Modal 4 0.0000000002 0.0000080000 -0.0000000013 ROOF

TOP D1 Modal 4 0.0000000002 0.0000070000 -0.0000000011 Tầng 18 D1 Modal 4 0.0000000005 0.0000060000 -0.0000000009 Tầng 17 D1 Modal 4 0.0000000004 0.0000040000 -0.0000000007 Tầng 16 D1 Modal 4 0.0000000003 0.0000030000 -0.0000000005 Tầng 15 D1 Modal 4 0.0000000001 0.0000010000 -0.0000000003 Tầng 14 D1 Modal 4 0.0000000000 -0.0000000052 -0.0000000001 Tầng 13 D1 Modal 4 -0.0000000001 -0.0000010000 0.0000000001 Tầng 12 D1 Modal 4 -0.0000000002 -0.0000030000 0.0000000003 Tầng 11 D1 Modal 4 -0.0000000003 -0.0000040000 0.0000000004 Tầng 10 D1 Modal 4 -0.0000000003 -0.0000040000 0.0000000006 Tầng 9 D1 Modal 4 -0.0000000004 -0.0000050000 0.0000000006 Tầng 8 D1 Modal 4 -0.0000000004 -0.0000050000 0.0000000007 Tầng 7 D1 Modal 4 -0.0000000004 -0.0000050000 0.0000000007 Tầng 6 D1 Modal 4 -0.0000000004 -0.0000050000 0.0000000007 Tầng 5 D1 Modal 4 -0.0000000004 -0.0000050000 0.0000000006 Tầng 4 D1 Modal 4 -0.0000000003 -0.0000040000 0.0000000005 Tầng 3 D1 Modal 4 -0.0000000003 -0.0000030000 0.0000000004 Tầng 2 D1 Modal 4 -0.0000000002 -0.0000020000 0.0000000003 Tầng 1 D1 Modal 4 -0.0000000001 -0.0000010000 0.0000000002 MEZZ D1 Modal 4 0.0000000000 -0.0000010000 0.0000000001 GROUD D1 Modal 4 0.0000000000 -0.0000001728 0.0000000000

Bảng A.7: Tâm khối lượng và tâm cứng công trình

Mass X Mass Y XCM YCM Cumulative X Cumulative Y XCCM YCCM ton ton m m ton ton m m

ROOF TOP D1 2423.084 2423.084 19.350 29.500 2608.737 2608.737 19.350 29.500 Tầng 18 D1 2733.508 2733.508 19.229 29.915 5342.245 5342.245 19.288 29.712 Tầng 17 D1 2733.508 2733.508 19.229 29.915 8075.753 8075.753 19.268 29.781 Tầng 16 D1 2792.351 2792.351 19.231 29.906 10868.104 10868.104 19.259 29.813 Tầng 15 D1 2856.861 2856.861 19.234 29.897 13724.965 13724.965 19.253 29.830 Tầng 14 D1 2856.861 2856.861 19.234 29.897 16581.825 16581.825 19.250 29.842 Tầng 13 D1 2856.861 2856.861 19.234 29.897 19438.686 19438.686 19.248 29.850 Tầng 12 D1 2856.861 2856.861 19.234 29.897 22295.547 22295.547 19.246 29.856 Tầng 11 D1 2918.248 2918.248 19.236 29.888 25213.794 25213.794 19.245 29.860 Tầng 10 D1 2983.560 2983.560 19.239 29.880 28197.355 28197.355 19.244 29.862 Tầng 9 D1 2983.560 2983.560 19.239 29.880 31180.915 31180.915 19.244 29.864 Tầng 8 D1 2983.560 2983.560 19.239 29.880 34164.476 34164.476 19.243 29.865 Tầng 7 D1 2983.560 2983.560 19.239 29.880 37148.036 37148.036 19.243 29.866 Tầng 6 D1 3074.000 3074.000 19.242 29.869 40222.036 40222.036 19.243 29.866 Tầng 5 D1 3168.400 3168.400 19.245 29.858 43390.436 43390.436 19.243 29.866 Tầng 4 D1 3168.400 3168.400 19.245 29.858 46558.836 46558.836 19.243 29.865 Tầng 3 D1 3168.400 3168.400 19.245 29.858 49727.236 49727.236 19.243 29.865 Tầng 2 D1 3168.400 3168.400 19.245 29.858 52895.637 52895.637 19.244 29.864 Tầng 1 D1 3168.400 3168.400 19.245 29.858 56064.037 56064.037 19.244 29.864 MEZZ D1 2850.414 2850.414 19.370 29.529 58914.450 58914.450 19.250 29.848 GROUD D1 14547.954 14547.954 19.337 29.543 73462.404 73462.404 19.267 29.787

Bảng A.8: Tính toán gió động theo phương X (MODE 2)

ROOF 3.6 74.6 1.433 1.4 1.665 14.4 23.98 0.406 0.639 6.214 -0.000007 185.7 11.07 ROOF 3.5 71 1.418 1.4 1.648 117.65 193.85 0.408 0.639 50.513 -0.000007 2423.1 144.48 Tầng 18 3.5 67.5 1.408 1.4 1.636 206.5 337.85 0.410 0.639 88.392 -0.000007 2733.5 162.98 Tầng 17 3.5 64 1.394 1.4 1.62 206.5 334.49 0.412 0.639 87.983 -0.000006 2733.5 139.7 Tầng 16 3.5 60.5 1.38 1.4 1.604 206.5 331.14 0.414 0.639 87.565 -0.000006 2792.4 142.71 Tầng 15 3.5 57 1.368 1.4 1.59 206.5 328.26 0.416 0.639 87.275 -0.000005 2856.9 121.67 Tầng 14 3.5 53.5 1.356 1.4 1.576 206.5 325.38 0.419 0.639 86.977 -0.000005 2856.9 121.67 Tầng 13 3.5 50 1.34 1.4 1.557 206.5 321.54 0.422 0.639 86.567 -0.000005 2856.9 121.67 Tầng 12 3.5 46.5 1.316 1.4 1.529 206.5 315.78 0.425 0.639 85.621 -0.000004 2856.9 97.34 Tầng 11 3.5 43 1.298 1.4 1.508 206.5 311.46 0.427 0.639 84.898 -0.000004 2918.2 99.43 Tầng 10 3.5 39.5 1.28 1.4 1.487 206.5 307.14 0.429 0.639 84.162 -0.000003 2983.6 76.24 Tầng 9 3.5 36 1.256 1.4 1.459 206.5 301.38 0.435 0.639 83.662 -0.000003 2983.6 76.24 Tầng 8 3.5 32.5 1.232 1.4 1.432 206.5 295.62 0.440 0.639 83.121 -0.000003 2983.6 76.24 Tầng 7 3.5 29 1.211 1.4 1.407 206.5 290.58 0.444 0.639 82.483 -0.000002 2983.6 50.83 Tầng 6 3.5 25.5 1.184 1.4 1.376 206.5 284.1 0.449 0.639 81.407 -0.000002 3074 52.37 Tầng 5 3.5 22 1.148 1.4 1.334 206.5 275.47 0.454 0.639 79.917 -0.000001 3168.4 26.99 Tầng 4 3.5 18.5 1.11 1.4 1.29 206.5 266.35 0.463 0.639 78.735 -0.000001 3168.4 26.99 Tầng 3 3.5 15 1.08 1.4 1.255 206.5 259.15 0.472 0.639 78.047 -0.000000378 3168.4 10.2 Tầng 2 3.5 11.5 1.032 1.4 1.199 206.5 247.63 0.480 0.639 75.954 -0.000001 3168.4 26.99 Tầng 1 3.5 8 0.952 1.4 1.106 206.5 228.44 0.498 0.639 72.722 -0.000000378 3168.4 10.2 MEZZ 4.5 4.5 0.84 1.4 0.976 236 230.35 0.517 0.639 76.069 -0.000000199 2850.4 4.83 GROUD 0 0 0.8 1.4 0.93 132.75 123.4 0.517 0.639 40.752 -8.94E-08 14548 11.07

Bảng A.9: Tính toán gió động theo phương Y (MODE 1)

ROOF 3.6 74.60 1.433 1.4 1.665 41.58 69.24 0.406 0.602 16.898 0.000007 185.7 7.70 ROOF 3.5 71.00 1.418 1.4 1.648 109.31 180.10 0.408 0.602 44.195 0.000007 2423.1 100.46 Tầng 18 3.5 67.50 1.408 1.4 1.636 135.45 221.61 0.410 0.602 54.600 0.000006 2733.5 97.14 Tầng 17 3.5 64.00 1.394 1.4 1.620 135.45 219.41 0.412 0.602 54.347 0.000006 2733.5 97.14 Tầng 16 3.5 60.50 1.38 1.4 1.604 135.45 217.20 0.414 0.602 54.089 0.000006 2792.4 99.23 Tầng 15 3.5 57.00 1.368 1.4 1.590 135.45 215.31 0.416 0.602 53.910 0.000005 2856.9 84.60 Tầng 14 3.5 53.50 1.356 1.4 1.576 135.45 213.42 0.419 0.602 53.726 0.000005 2856.9 84.60 Tầng 13 3.5 50.00 1.34 1.4 1.557 135.45 210.91 0.422 0.602 53.472 0.000005 2856.9 84.60 Tầng 12 3.5 46.50 1.316 1.4 1.529 135.45 207.13 0.425 0.602 52.888 0.000004 2856.9 67.68 Tầng 11 3.5 43.00 1.298 1.4 1.508 135.45 204.30 0.427 0.602 52.442 0.000004 2918.2 69.13 Tầng 10 3.5 39.50 1.28 1.4 1.487 135.45 201.46 0.429 0.602 51.987 0.000004 2983.6 70.68 Tầng 9 3.5 36.00 1.256 1.4 1.459 135.45 197.69 0.435 0.602 51.678 0.000003 2983.6 53.01 Tầng 8 3.5 32.50 1.232 1.4 1.432 135.45 193.91 0.440 0.602 51.344 0.000003 2983.6 53.01 Tầng 7 3.5 29.00 1.211 1.4 1.407 135.45 190.60 0.444 0.602 50.950 0.000002 2983.6 35.34 Tầng 6 3.5 25.50 1.184 1.4 1.376 135.45 186.35 0.449 0.602 50.285 0.000002 3074.0 36.41 Tầng 5 3.5 22.00 1.148 1.4 1.334 135.45 180.69 0.454 0.602 49.365 0.000002 3168.4 37.53 Tầng 4 3.5 18.50 1.11 1.4 1.290 135.45 174.71 0.463 0.602 48.634 0.000001 3168.4 18.77 Tầng 3 3.5 15.00 1.08 2.4 2.151 135.45 291.40 0.472 0.602 82.645 3.502E-07 3168.4 6.57 Tầng 2 3.5 11.50 1.032 3.4 2.912 135.45 394.47 0.480 0.602 113.941 1.435E-07 2850.4 2.42 Tầng 1 3.5 8.00 0.952 1.4 1.106 135.45 149.84 0.498 0.602 44.920 3.502E-07 3168.4 6.57 MEZZ 4.5 4.50 0.84 1.4 0.976 154.80 151.10 0.517 0.602 46.988 1.435E-07 2850.4 2.42 GROUD 0 0.00 0.8 1.4 0.930 87.08 80.94 0.517 0.602 25.172 3.695E-08 14548.0 3.18

Bảng A.10: Tính toán gió động theo phương Y (MODE 4)

[kN] j  WF j [kN] yji Mj [Tấn] Wpjitc

ROOF 3.6 74.60 1.433 1.4 1.665 41.58 69.24 0.406 0.602 16.898 0.000008 185.7 7.79 ROOF 3.5 71.00 1.418 1.4 1.648 109.31 180.10 0.408 0.602 44.195 0.000007 2423.1 89.00 Tầng 18 3.5 67.50 1.408 1.4 1.636 135.45 221.61 0.410 0.602 54.600 0.000006 2733.5 86.05 Tầng 17 3.5 64.00 1.394 1.4 1.620 135.45 219.41 0.412 0.602 54.347 0.000004 2733.5 57.37 Tầng 16 3.5 60.50 1.38 1.4 1.604 135.45 217.20 0.414 0.602 54.089 0.000003 2792.4 43.95 Tầng 15 3.5 57.00 1.368 1.4 1.590 135.45 215.31 0.416 0.602 53.910 0.000001 2856.9 14.99 Tầng 14 3.5 53.50 1.356 1.4 1.576 135.45 213.42 0.419 0.602 53.726 -5.18E-09 2856.9 -0.08 Tầng 13 3.5 50.00 1.34 1.4 1.557 135.45 210.91 0.422 0.602 53.472 -0.000001 2856.9 -14.99 Tầng 12 3.5 46.50 1.316 1.4 1.529 135.45 207.13 0.425 0.602 52.888 -0.000003 2856.9 -44.97 Tầng 11 3.5 43.00 1.298 1.4 1.508 135.45 204.30 0.427 0.602 52.442 -0.000004 2918.2 -61.25 Tầng 10 3.5 39.50 1.28 1.4 1.487 135.45 201.46 0.429 0.602 51.987 -0.000004 2983.6 -62.62 Tầng 9 3.5 36.00 1.256 1.4 1.459 135.45 197.69 0.435 0.602 51.678 -0.000005 2983.6 -78.27 Tầng 8 3.5 32.50 1.232 1.4 1.432 135.45 193.91 0.440 0.602 51.344 -0.000005 2983.6 -78.27 Tầng 7 3.5 29.00 1.211 1.4 1.407 135.45 190.60 0.444 0.602 50.950 -0.000005 2983.6 -78.27 Tầng 6 3.5 25.50 1.184 1.4 1.376 135.45 186.35 0.449 0.602 50.285 -0.000005 3074.0 -80.64 Tầng 5 3.5 22.00 1.148 1.4 1.334 135.45 180.69 0.454 0.602 49.365 -0.000005 3168.4 -83.12 Tầng 4 3.5 18.50 1.11 1.4 1.290 135.45 174.71 0.463 0.602 48.634 -0.000002 3168.4 -33.25 Tầng 3 3.5 15.00 1.08 2.4 2.151 135.45 291.40 0.472 0.602 82.645 -0.000001 3168.4 -16.62 Tầng 2 3.5 11.50 1.032 3.4 2.912 135.45 394.47 0.480 0.602 113.941 -0.000001 2850.4 -14.96 Tầng 1 3.5 8.00 0.952 1.4 1.106 135.45 149.84 0.498 0.602 44.920 -0.000001 3168.4 -16.62 MEZZ 4.5 4.50 0.84 1.4 0.976 154.80 151.10 0.517 0.602 46.988 -0.000001 2850.4 -14.96 GROUD 0 0.00 0.8 1.4 0.930 87.08 80.94 0.517 0.602 25.172 -1.73E-07 14548.0 -13.19

Bảng A.11: Tổng hợp tải trọng gió

[kN] Wpji tc [kN] Wpji tc

[kN] WX [kN] WY [kN] TOP

ROOF 3.5 71 193.85 180.10 143.64 100.46 89.00 143.64 134.21 337.5 314.3 Tầng 18 3.5 67.5 337.85 221.61 162.04 97.14 86.05 162.04 129.77 499.9 351.4 Tầng 17 3.5 64 334.49 219.41 138.89 97.14 57.37 138.89 112.81 473.4 332.2 Tầng 16 3.5 60.5 331.14 217.20 141.88 99.23 43.95 141.88 108.53 473.0 325.7 Tầng 15 3.5 57 328.26 215.31 120.97 84.60 14.99 120.97 85.92 449.2 301.2 Tầng 14 3.5 53.5 325.38 213.42 120.97 84.60 -0.08 120.97 84.60 446.3 298.0 Tầng 13 3.5 50 321.54 210.91 120.97 84.60 -14.99 120.97 85.92 442.5 296.8 Tầng 12 3.5 46.5 315.78 207.13 96.77 67.68 -44.97 96.77 81.26 412.6 288.4 Tầng 11 3.5 43 311.46 204.30 98.85 69.13 -61.25 98.85 92.36 410.3 296.7 Tầng 10 3.5 39.5 307.14 201.46 75.80 70.68 -62.62 75.80 94.43 382.9 295.9 Tầng 9 3.5 36 301.38 197.69 75.80 53.01 -78.27 75.80 94.53 377.2 292.2 Tầng 8 3.5 32.5 295.62 193.91 75.80 53.01 -78.27 75.80 94.53 371.4 288.4 Tầng 7 3.5 29 290.58 190.60 50.53 35.34 -78.27 50.53 85.88 341.1 276.5 Tầng 6 3.5 25.5 284.10 186.35 52.06 36.41 -80.64 52.06 88.48 336.2 274.8 Tầng 5 3.5 22 275.47 180.69 26.83 37.53 -83.12 26.83 91.20 302.3 271.9 Tầng 4 3.5 18.5 266.35 174.71 26.83 18.77 -33.25 26.83 38.18 293.2 212.9 Tầng 3 3.5 15 259.15 291.40 10.14 6.57 -16.62 10.14 17.88 269.3 309.3 Tầng 2 3.5 11.5 247.63 394.47 26.83 2.42 -14.96 26.83 15.15 274.5 409.6 Tầng 1 3.5 8 228.44 149.84 10.14 6.57 -16.62 10.14 17.88 238.6 167.7 MEZZ 4.5 4.5 230.35 151.10 4.80 2.42 -14.96 4.80 15.15 235.2 166.2

Bảng A.12: Kiểm tra chuyển vị đỉnh và chuyển vị lệch tầng do tác động gió

Kiểm tra chuyển vị đỉnh Kiểm tra chuyển vị lệch tầng

WX(+) WX(-) WX(-) WY(+) WY(-) WY(-) [z j

(mm) (mm) (mm) (mm) (mm) (mm) (mm) Drift-X

ROOF 3.6 74.6 29.09 -29.69 29.69 28.38 -27.17 27.17 149.2 0.00044 0.00045 0.00029 0.00027 0.002 ROOF 3.5 71 27.53 -28.09 28.09 27.34 -26.21 26.21 142.0 0.00043 0.00044 0.00029 0.00027 0.002 Tầng 18 3.5 67.5 26.01 -26.54 26.54 26.32 -25.28 25.28 135.0 0.00044 0.00045 0.00030 0.00028 0.002 Tầng 17 3.5 64 24.49 -24.98 24.98 25.27 -24.30 24.30 128.0 0.00044 0.00045 0.00032 0.00030 0.002 Tầng 16 3.5 60.5 22.95 -23.41 23.41 24.17 -23.27 23.27 121.0 0.00044 0.00045 0.00033 0.00031 0.002 Tầng 15 3.5 57 21.41 -21.82 21.82 23.00 -22.19 22.19 114.0 0.00045 0.00046 0.00035 0.00033 0.002 Tầng 14 3.5 53.5 19.84 -20.22 20.22 21.77 -21.03 21.03 107.0 0.00045 0.00046 0.00038 0.00035 0.002 Tầng 13 3.5 50 18.27 -18.61 18.61 20.46 -19.80 19.80 100.0 0.00045 0.00046 0.00040 0.00038 0.002 Tầng 12 3.5 46.5 16.69 -16.99 16.99 19.07 -18.48 18.48 93.0 0.00045 0.00046 0.00042 0.00040 0.002 Tầng 11 3.5 43 15.10 -15.38 15.38 17.60 -17.08 17.08 86.0 0.00045 0.00046 0.00044 0.00042 0.002 Tầng 10 3.5 39.5 13.53 -13.77 13.77 16.07 -15.61 15.61 79.0 0.00045 0.00046 0.00046 0.00044 0.002 Tầng 9 3.5 36 11.97 -12.18 12.18 14.47 -14.07 14.07 72.0 0.00044 0.00045 0.00047 0.00046 0.002 Tầng 8 3.5 32.5 10.43 -10.61 10.61 12.81 -12.48 12.48 65.0 0.00043 0.00044 0.00049 0.00047 0.002 Tầng 7 3.5 29 8.93 -9.09 9.09 11.12 -10.84 10.84 58.0 0.00041 0.00042 0.00049 0.00048 0.002 Tầng 6 3.5 25.5 7.49 -7.61 7.61 9.40 -9.17 9.17 51.0 0.00039 0.00040 0.00049 0.00048 0.002 Tầng 5 3.5 22 6.12 -6.22 6.22 7.70 -7.51 7.51 44.0 0.00037 0.00038 0.00048 0.00047 0.002 Tầng 4 3.5 18.5 4.82 -4.90 4.90 6.03 -5.88 5.88 37.0 0.00034 0.00035 0.00046 0.00045 0.002 Tầng 3 3.5 15 3.63 -3.69 3.69 4.44 -4.33 4.33 30.0 0.00031 0.00031 0.00042 0.00041 0.002 Tầng 2 3.5 11.5 2.56 -2.60 2.60 2.97 -2.89 2.89 23.0 0.00027 0.00027 0.00036 0.00036 0.002 Tầng 1 3.5 8 1.63 -1.66 1.66 1.70 -1.65 1.65 16.0 0.00022 0.00022 0.00028 0.00028 0.002 MEZZ 4.5 4.5 0.88 -0.89 0.89 0.72 -0.69 0.69 9.0 0.00014 0.00014 0.00015 0.00014 0.002 GROUD 0 0 0.40 -0.41 0.00 0.19 -0.19 0.00 0.0 0.00004 0.00004 0.00002 0.00002 0.002

Bảng A.13: Bảng tính toán S d theo chu kỳ T

Hình A.3:Biểu đồ phổ thiết kế dùng cho phân tích đàn hồi

B KẾT QUẢ TÍNH TOÁN CỐT THÉP 2.1 KẾT QUẢ TÍNH TOÁN THÉP SÀN

Hình B.1: Nội lực Strip B theo phương Y

Hình B.2: Nội lực Strip A theo phương X

Bảng B.1: Kết quả tính toán cốt thép sàn tầng điển hình Ô sàn Phương Vị trí M b M trên 1m ho As tính Thép As chọn μ kN.m mm kN.m mm mm 2 (1) (2) mm 2 %

19 Ô sàn Phương Vị trí M b M trên 1m ho As tính Thép As chọn μ kN.m mm kN.m mm mm 2 (1) (2) mm 2 %

2.2 KẾT QUẢ TÍNH TOÁN THÉP CỘT

Hình B.3: Mặt đứng cột khung trục 2

Bảng B.2:Bảng tính thép cột C3

A cm THLT As cm² μ% Chọn thép Ghi chú Asc cm² ROOF TOP C3 -352.03 -88.97 4.81 50 50 5 LTL 1.84 1.51 12ỉ20 Phuong Y 37.70 18FL C3 -951.05 -111.06 5.51 50 50 5 LTRB -57.99 1.51 12ỉ20 Phuong Y 37.70 17FL C3 -1790.84 67.14 -19.55 50 50 5 LTRB -50.33 1.51 12ỉ20 Phuong Y 37.70 16FL C3 -2464.94 92.18 -21.88 60 60 5 LTRB -78.90 1.05 12ỉ20 Phuong Y 37.70 15FL C3 -3249.94 -48.46 18.30 60 60 5 LTRB -63.01 1.05 12ỉ20 Phuong Y 37.70 14FL C3 -3952.33 -45.83 17.91 60 60 5 LTRB -44.99 1.05 12ỉ20 Phuong Y 37.70 13FL C3 -4659.00 -43.71 18.45 60 60 5 LTRB -26.85 1.05 12ỉ20 Phuong Y 37.70 12FL C3 -5371.86 -31.97 13.78 60 60 5 LTRB -8.56 1.05 12ỉ20 Phuong Y 37.70 11FL C3 -6100.66 -37.15 16.13 70 70 5 LTRB -42.94 1.60 16ỉ25 Phuong Y 78.54 10FL C3 -6833.00 -31.61 14.97 70 70 5 LTRB -24.17 1.60 16ỉ25 Phuong Y 78.54 9FL C3 -7571.58 -27.79 14.47 70 70 5 LTRB -5.25 1.60 16ỉ25 Phuong Y 78.54 8FL C3 -8316.61 -23.95 14.59 70 70 5 LTRB 13.85 1.60 16ỉ25 Phuong Y 78.54 7FL C3 -9069.31 -15.72 11.21 70 70 5 LTRB 33.14 1.60 16ỉ25 Phuong Y 78.54 6FL C3 -9843.13 -14.95 12.83 80 80 5 LTRB -8.21 1.53 20ỉ25 Phuong Y 98.17 5FL C3 -10622.48 -10.36 11.90 80 80 5 LTRB 11.74 1.53 20ỉ25 Phuong X 98.17 4FL C3 -11408.95 -6.51 11.84 80 80 5 LTRB 31.89 1.53 20ỉ25 Phuong X 98.17 3FL C3 -12202.90 -1.09 10.35 80 80 5 LTRB 52.22 1.53 20ỉ25 Phuong X 98.17 2FL C3 -13005.21 -0.25 14.63 80 80 5 LTRB 72.76 1.53 20ỉ25 Phuong X 98.17 1FL C3 -13850.43 29.20 -40.85 100 100 5 LTRB -52.34 1.18 24ỉ25 Phuong X 117.8 MEZZ C3 -14117.74 -648.95 290.36 100 100 5 LTRB -34.95 1.18 24ỉ25 Phuong Y 117.8

A cm THLT As cm² μ% Chọn thép Ghi chú Asc cm² GROUD C3 -17069.72 17.30 43.68 100 100 5 LTRB 30.02 1.18 24ỉ25 Phuong X 117.8 BASE 1 C3 -17980.36 44.26 -8.98 100 100 5 LTRB 53.32 1.18 24ỉ25 Phuong Y 117.8 BASE 2 C3 -18897.67 52.80 8.82 100 100 5 LTRB 76.79 1.18 24ỉ25 Phuong Y 117.8 BASE 3 C3 -19773.82 6.56 -0.07 100 100 5 LTRB 97.21 1.48 24ỉ25 Phuong Y 147.8

Bảng B.3Bảng tính thép cột C45

A cm THLT As cm² μ% Chọn thép Ghi chú Asc cm² ROOF TOP C45 -223.42 -70.29 -88.19 40 40 4 LTL 20.41 2.36 12ỉ20 Phuong X 37.7 18FL C45 -550.01 -47.26 -83.12 40 40 4 LTL 6.51 2.36 12ỉ20 Phuong X 37.7 17FL C45 -887.49 -40.65 -73.78 40 40 4 LTL -2.51 2.36 12ỉ20 Phuong X 37.7 16FL C45 -1228.98 -63.61 -146.04 50 50 5 LTL -3.02 1.51 12ỉ20 Phuong X 37.7 15FL C45 -1640.92 -63.26 -137.62 50 50 5 LTRB -31.80 1.51 12ỉ20 Phuong X 37.7 14FL C45 -1999.71 -66.98 -136.38 50 50 5 LTRB -28.45 1.51 12ỉ20 Phuong X 37.7 13FL C45 -2361.54 -74.41 -135.45 50 50 5 LTRB -22.21 1.51 12ỉ20 Phuong X 37.7 12FL C45 -3207.39 -50.14 -72.34 50 50 5 LTRB -15.38 1.51 12ỉ20 Phuong X 37.7 11FL C45 -3649.02 -72.59 -114.25 60 60 5 LTRB -46.64 1.05 12ỉ20 Phuong X 37.7 10FL C45 -4092.77 -72.36 -105.52 60 60 5 LTRB -37.38 1.05 12ỉ20 Phuong X 37.7 9FL C45 -4542.07 -76.87 -102.9 60 60 5 LTRB -27.11 1.05 12ỉ20 Phuong X 37.7 8FL C45 -5114.16 -112.76 -16.61 60 60 5 LTRB -15.17 1.05 12ỉ20 Phuong Y 37.7 7FL C45 -5590.97 -96.89 -13.00 60 60 5 LTRB -2.94 1.05 12ỉ20 Phuong Y 37.7 6FL C45 -6085.48 -129.57 -17.35 70 70 5 LTRB -43.33 1.60 16ỉ25 Phuong Y 78.54

A cm THLT As cm² μ% Chọn thép Ghi chú Asc cm² 5FL C45 -6584.37 -130.16 -13.82 70 70 5 LTRB -30.55 1.60 16ỉ25 Phuong Y 78.54 4FL C45 -7089.24 -136.81 -11.32 70 70 5 LTRB -17.61 1.60 16ỉ25 Phuong Y 78.54 3FL C45 -7599.95 -148.64 -7.69 70 70 5 LTRB -4.52 1.60 16ỉ25 Phuong Y 78.54 2FL C45 -8116.67 -135.62 -6.35 70 70 5 LTRB 8.72 1.60 16ỉ25 Phuong Y 78.54 1FL C45 -8652.66 -204.46 6.88 80 80 5 LTRB -38.70 1.53 20ỉ25 Phuong Y 98.17 MEZZ C45 -9075.70 -114.79 -48.87 80 80 5 LTRB -27.87 1.53 20ỉ25 Phuong Y 98.17 GROUD C45 -10037.2 -53.95 -11.89 80 80 5 LTRB -3.25 1.53 20ỉ25 Phuong Y 98.17 BASE 1 C45 -10872.2 -117.61 5.02 80 80 5 LTRB 18.14 1.53 20ỉ25 Phuong Y 98.17 BASE 2 C45 -11730.8 -77.91 3.81 80 80 5 LTRB 40.12 1.53 20ỉ25 Phuong Y 98.17 BASE 3 C45 -12583.7 -83.60 1.97 80 80 5 LTRB 61.98 1.53 20ỉ25 Phuong Y 98.17

Bảng B.4:Bảng tính thép cột C4

A cm THLT As cm² μ% Chọn thép Ghi chú Asc cm² ROOF TOP C4 -325.64 -12.40 -76.70 50 50 5 LTL 1.91 1.51 12ỉ20 Phuong X 37.7 18FL C4 -1191.60 -1.30 31.93 50 50 5 LTRB -69.95 1.51 12ỉ20 Phuong X 37.7 17FL C4 -1959.19 -1.02 11.06 50 50 5 LTRB -51.02 1.51 12ỉ20 Phuong X 37.7 16FL C4 -2705.64 -1.24 12.38 60 60 5 LTRB -76.98 1.05 12ỉ20 Phuong X 37.7 15FL C4 -3447.57 -1.12 11.63 60 60 5 LTRB -57.94 1.05 12ỉ20 Phuong X 37.7 14FL C4 -4191.72 -1.06 11.34 60 60 5 LTRB -38.84 1.05 12ỉ20 Phuong X 37.7 13FL C4 -4936.62 -1.03 11.75 60 60 5 LTRB -19.73 1.05 12ỉ20 Phuong X 37.7 12FL C4 -5683.91 -0.75 8.63 60 60 5 LTRB -0.55 1.05 12ỉ20 Phuong X 37.7

A cm THLT As cm² μ% Chọn thép Ghi chú Asc cm² 11FL C4 -6440.98 -0.77 9.88 70 70 5 LTRB -34.22 1.60 16ỉ25 Phuong X 78.5 10FL C4 -7197.45 -0.68 9.20 70 70 5 LTRB -14.83 1.60 16ỉ25 Phuong X 78.5 9FL C4 -7956.38 -0.59 8.89 70 70 5 LTRB 4.61 1.60 16ỉ25 Phuong X 78.5 8FL C4 -8717.15 -0.56 9.00 70 70 5 LTRB 24.11 1.60 16ỉ25 Phuong X 78.5 7FL C4 -9480.58 -0.30 6.84 70 70 5 LTRB 43.68 1.60 16ỉ25 Phuong X 78.5 6FL C4 -10259.0 -0.16 7.74 80 80 5 LTRB 2.43 1.53 20ỉ25 Phuong X 98.2 5FL C4 -11038.6 -0.10 7.12 80 80 5 LTRB 22.40 1.53 20ỉ25 Phuong X 98.2 4FL C4 -11821.1 -0.03 7.32 80 80 5 LTRB 42.44 1.53 20ỉ25 Phuong X 98.2 3FL C4 -12606.1 0.07 5.31 80 80 5 LTRB 62.54 1.53 20ỉ25 Phuong X 98.2 2FL C4 -13394.1 -0.03 12.59 80 80 5 LTRB 82.72 1.53 20ỉ25 Phuong X 98.2 1FL C4 -14218.9 4.94 -54.55 100 100 5 LTRB -42.91 1.18 24ỉ25 Phuong X 117.8 MEZZ C4 -14554.5 -19.95 700.74 100 100 5 LTRB -28.37 1.18 24ỉ25 Phuong X 117.8 GROUD C4 -17301.6 -7.18 80.23 100 100 5 LTRB 35.96 1.18 24ỉ25 Phuong X 117.8 BASE 1 C4 -18256.6 -0.10 0.21 100 100 5 LTRB 60.39 1.18 24ỉ25 Phuong X 117.8 BASE 2 C4 -19211.9 0.34 5.34 100 100 5 LTRB 84.83 1.18 24ỉ25 Phuong X 117.8 BASE 3 C4 -20110.9 -1.70 -0.47 100 100 5 LTRB 107.8 1.18 24ỉ25 Phuong Y 117.8

2.3 KẾT QUẢ TÍNH TOÁN THÉP VÁCH

Bảng B.5: Bảng thống kê kích thước vách

Tên Vách Kích Thước L (m) Chiều dày b (m) Vung biên B (m)

Hình B.4: Gán nhãn Pier cho vách trong Etabs 2016

Bảng B.6:Bảng tính toán vách P01

STORY Pier Loc P M 2 M 3 B P l P r A st A s Thép chọn

(kN) (kN.m) (kN.m) (cm) (kN) (kN) (cm 2 ) (cm 2 ) (cm 2 ) (cm 2 ) ROOF P1 Top -59.39 -10.11 -141.47 72.5 92 -58.9 -82.8 -1.35 16ỉ 14 24.63 1.13 ỉ14a200 ROOF

TOP P1 Bottom -85.17 -143.85 194.98 72.5 127.7 -80.2 -81.94 -1.84 16ỉ 14 24.63 1.13 ỉ14a200 18FL P1 Top -297.66 198.27 368.69 72.5 279.6 -113.6 -78.31 -2.61 16ỉ 14 24.63 1.13 ỉ14a200 17FL P1 Top -466.16 196.98 466.74 72.5 378.9 -118.9 -75.93 -2.73 16ỉ 14 24.63 1.13 ỉ14a200 16FL P1 Top -648.64 196.47 503.11 72.5 449.2 -87.5 -74.24 -2.01 16ỉ 14 24.63 1.13 ỉ14a200 15FL P1 Top -826.42 196.93 568.18 72.5 533.5 -72.6 -72.23 -1.67 16ỉ 14 24.63 1.13 ỉ14a200 14FL P1 Bottom -1021.4 -127.12 601.41 72.5 605.6 -35.9 -70.5 -0.83 16ỉ 14 24.63 1.13 ỉ14a200 13FL P1 Bottom -1224.25 -122.39 672.32 72.5 699.9 -17.2 -68.24 -0.4 16ỉ 14 24.63 1.13 ỉ14a200 12FL P1 Top -3363.13 145.67 -722.4 72.5 1323.1 552.5 -53.32 12.7 16ỉ 14 24.63 1.13 ỉ14a200 11FL P1 Top -3718.15 142.08 -742.82 72.5 1433 640.6 -50.69 14.73 16ỉ 14 24.63 1.13 ỉ14a200 10FL P1 Top -4084.65 139.5 -787.68 72.5 1559.1 718.9 -47.67 16.53 16ỉ 18 40.72 1.87 ỉ14a200 9FL P1 Top -4437.12 136.96 -808.32 72.5 1668.4 806.2 -45.05 18.53 16ỉ 18 40.72 1.87 ỉ14a200 8FL P1 Top -4781.96 133.84 -817.17 72.5 1769.3 897.6 -42.64 20.63 16ỉ 18 40.72 1.87 ỉ14a200 7FL P1 Top -6121.88 121.87 -313.25 72.5 1874.1 1540 -40.13 35.4 16ỉ 18 40.72 1.87 ỉ14a200 6FL P1 Top -6588.85 121.25 -303.39 72.5 1999.1 1675.5 -37.13 38.52 16ỉ 18 40.72 1.87 ỉ14a200 5FL P1 Bottom -7189.74 -172.9 -281.62 72.5 2155 1854.6 -33.4 42.63 16ỉ 20 50.27 2.31 ỉ14a200 4FL P1 Bottom -7728.31 -167.02 -327.85 72.5 2329.9 1980.2 -29.21 45.52 16ỉ 20 50.27 2.31 ỉ14a200 3FL P1 Bottom -8308.95 -160.19 -396.44 72.5 2528.4 2105.5 -24.46 48.4 16ỉ 20 50.27 2.31 ỉ14a200 2FL P1 Bottom -1018.6 -56.67 623.76 72.5 616.7 -48.6 -70.23 -1.12 16ỉ 20 50.27 2.31 ỉ14a200 1FL P1 Bottom -723.4 -30.09 722.11 72.5 586.8 -183.4 -70.95 -4.22 16ỉ 20 50.27 2.31 ỉ14a200 MEZZ P1 Bottom -867.23 32.31 656.64 72.5 592 -108.4 -70.83 -2.49 16ỉ 25 78.54 3.61 ỉ14a200 GROUD P1 Top -4864.19 89.88 2984.21 72.5 2947.9 -235.2 -14.42 -5.41 16ỉ 25 78.54 3.61 ỉ14a200 BASE 1 P1 Top -9874.49 148.8 -58.84 72.5 2784.8 2722.1 -18.32 62.58 16ỉ 25 78.54 3.61 ỉ14a200

(kN) (kN.m) (kN.m) (cm) (kN) (kN) (cm 2 ) (cm 2 ) (cm 2 ) (cm 2 ) BASE 2 P1 Top -9845.46 137.61 18.86 72.5 2755.4 2735.3 -19.03 62.88 16ỉ 25 78.54 3.61 ỉ14a200 BASE 3 P1 Bottom -9546.75 -11.9 305.95 72.5 2825.2 2498.9 -15.35 57.45 16ỉ 25 78.54 3.61 ỉ14a200

Bảng B.7: Bảng tính toán vách P02

(kN) (kN.m) (kN.m) (cm) (kN) (kN) (cm 2 ) (cm 2 ) (cm 2 ) (cm 2 ) ROOF P2 Top -136.37 -0.16 -141.68 72.5 99.2 -31 -82.62 -0.71 14ỉ 14 21.55 0.99 ỉ14a200 ROOF TOP P2 Bottom -249.74 5.13 258.09 72.5 181.1 -56.2 -80.66 -1.29 14ỉ 14 21.55 0.99 ỉ14a200 18FL P2 Bottom -391.16 5.66 369.77 72.5 267.8 -72.2 -78.59 -1.66 14ỉ 14 21.55 0.99 ỉ14a200 17FL P2 Bottom -585.8 6.18 429.97 72.5 344.1 -51.2 -76.76 -1.18 14ỉ 14 21.55 0.99 ỉ14a200 16FL P2 Bottom -793.96 6.57 479.73 72.5 419.1 -22.1 -74.97 -0.51 14ỉ 14 21.55 0.99 ỉ14a200 15FL P2 Bottom -2178.24 -4.98 -449.62 72.5 751.3 337.8 -67.01 7.77 14ỉ 14 21.55 0.99 ỉ14a200 14FL P2 Bottom -2511.15 -5.15 -500 72.5 857.7 397.9 -64.46 9.15 14ỉ 14 21.55 0.99 ỉ14a200 13FL P2 Bottom -2844.95 -5.26 -557.51 72.5 967.6 454.9 -61.83 10.46 14ỉ 14 21.55 0.99 ỉ14a200 12FL P2 Bottom -3161.42 -5.57 -599.9 72.5 1066.2 514.5 -59.47 11.83 14ỉ 14 21.55 0.99 ỉ14a200 11FL P2 Bottom -3489.79 -5.43 -622.33 72.5 1158.6 586.3 -57.26 13.48 14ỉ 14 21.55 0.99 ỉ14a200 10FL P2 Bottom -3806.06 -5.69 -639.44 72.5 1245.5 657.5 -55.18 15.11 14ỉ 16 28.15 1.29 ỉ14a200 9FL P2 Bottom -4113.6 -5.89 -647.04 72.5 1325.9 730.9 -53.25 16.8 14ỉ 16 28.15 1.29 ỉ14a200 8FL P2 Top -4236.7 -5.68 -756.44 72.5 1407 711.4 -51.31 16.35 14ỉ 16 28.15 1.29 ỉ14a200 7FL P2 Top -4528.2 -5.94 -755.15 72.5 1479.2 784.9 -49.58 18.04 14ỉ 16 28.15 1.29 ỉ14a200 6FL P2 Top -4792.32 -5.96 -732.53 72.5 1534.9 861.3 -48.25 19.8 14ỉ 16 28.15 1.29 ỉ14a200 5FL P2 Bottom -5177.81 -6.65 -638.36 72.5 1588 1001 -46.98 23.01 14ỉ 20 43.98 2.02 ỉ14a200 4FL P2 Bottom -5394 -6.61 -741.05 72.5 1689.2 1007.8 -44.55 23.17 14ỉ 20 43.98 2.02 ỉ14a200 3FL P2 Bottom -5619.24 -6.35 -951.47 72.5 1842.3 967.4 -40.89 22.24 14ỉ 20 43.98 2.02 ỉ14a200 2FL P2 Bottom -5997.91 -6.02 -1294.72 72.5 2094.8 904.2 -34.84 20.79 14ỉ 20 43.98 2.02 ỉ14a200

(kN) (kN.m) (kN.m) (cm) (kN) (kN) (cm 2 ) (cm 2 ) (cm 2 ) (cm 2 ) 1FL P2 Bottom -6649.83 -3.85 -1875.88 72.5 2524.9 800 -24.55 18.39 14ỉ 20 43.98 2.02 ỉ14a200 MEZZ P2 Bottom -7393.56 -5.79 -2014.65 72.5 2774.7 922.1 -18.56 21.2 14ỉ 25 68.72 3.16 ỉ14a200 GROUD P2 Top -7264.83 -8.45 -2256.92 72.5 2853.9 778.5 -16.67 17.9 14ỉ 25 68.72 3.42 ỉ14a200 BASE 1 P2 Top -8680.64 5.82 -204 72.5 2264 2076.4 -30.79 47.73 14ỉ 25 68.72 3.42 ỉ14a200 BASE 2 P2 Top -8962.51 3.73 -142.25 72.5 2306 2175.2 -29.79 50 14ỉ 25 68.72 3.42 ỉ14a200 BASE 3 P2 Bottom -9986.02 -19.06 972.72 72.5 2943.7 2049.3 -12.43 47.11 14ỉ 25 68.72 3.42 ỉ14a200

Bảng B.8:Bảng tính toán vách P3

(kN) (kN.m) (kN.m) (cm) (kN) (kN) (cm 2 ) (cm 2 ) (cm 2 ) (cm 2 ) ROOF P3 Top -133.3 -10.2 -141.3 72.5 98.3 -31.7 -82.64 -0.73 14ỉ 14 21.55 0.99 ỉ14a200 ROOF TOP P3 Bottom -258.7 16.8 289.2 72.5 197.6 -68.3 -80.27 -1.57 14ỉ 14 21.55 0.99 ỉ14a200 18FL P3 Bottom -395.3 16.5 395.3 72.5 280.6 -82.9 -78.28 -1.91 14ỉ 14 21.55 0.99 ỉ14a200 17FL P3 Bottom -589.9 16.9 452.7 72.5 355.6 -60.7 -76.49 -1.4 14ỉ 14 21.55 0.99 ỉ14a200 16FL P3 Bottom -793.4 17.2 503.2 72.5 429.7 -33 -74.71 -0.76 14ỉ 14 21.55 0.99 ỉ14a200 15FL P3 Top -1963.1 -20.1 -559.7 72.5 748.1 233.5 -67.09 5.37 14ỉ 14 21.55 0.99 ỉ14a200 14FL P3 Top -2291.0 -20.8 -586.0 72.5 842.2 303.3 -64.83 6.97 14ỉ 14 21.55 0.99 ỉ14a200 13FL P3 Bottom -2813.0 -6.5 -533.4 72.5 948.5 458 -62.29 10.53 14ỉ 14 21.55 0.99 ỉ14a200 12FL P3 Top -2949.1 -22.5 -679.2 72.5 1049.5 425 -59.87 9.77 14ỉ 14 21.55 0.99 ỉ14a200 11FL P3 Top -3260.8 -23.0 -716.4 72.5 1144.6 485.8 -57.59 11.17 14ỉ 14 21.55 0.99 ỉ14a200 10FL P3 Top -3590.5 -24.0 -750.4 72.5 1242.7 552.6 -55.25 12.7 14ỉ 16 28.15 1.29 ỉ14a200 9FL P3 Top -3902.1 -24.8 -770.2 72.5 1329.6 621.4 -53.16 14.29 14ỉ 16 28.15 1.29 ỉ14a200 8FL P3 Top -4207.0 -25.7 -779.2 72.5 1410 693.5 -51.24 15.94 14ỉ 16 28.15 1.29 ỉ14a200 7FL P3 Top -4496.2 -26.6 -777.8 72.5 1481.7 766.4 -49.52 17.62 14ỉ 16 28.15 1.29 ỉ14a200 6FL P3 Top -4756.8 -27.3 -754.0 72.5 1535.9 842.5 -48.23 19.37 14ỉ 16 28.15 1.29 ỉ14a200

Tiêu đề	Thiết kế chung cư The Aces Building
Trường học	Trường Đại học Kiến trúc Thành phố Hồ Chí Minh
Chuyên ngành	Công nghệ kỹ thuật công trình xây dựng
Thể loại	Đồ án tốt nghiệp
Thành phố	Thành phố Hồ Chí Minh

Định dạng
Số trang	228
Dung lượng	11,85 MB

(Đồ án tốt nghiệp ngành Công nghệ kỹ thuật công trình xây dựng) Thiết kế chung cư The Aces Building

TỔNG QUAN KIẾN TRÚC CÔNG TRÌNH

Giới thiệu công trình

Giải pháp kiến trúc cho công trình

Kiểm tra ổn định tổng thể công trình

Tổ hợp tải trọng

TÍNH TOÁN THIẾT KẾ SÀN ĐIỂN HÌNH

Sơ bộ tiết diện các cấu kiện

Tải trọng tác động

Tính toán cốt thép sàn tầng điển hình

Kiểm tra chọc thủng sàn

Tính toán vết nứt cho sàn

TÍNH TOÁN THIẾT KẾ CẦU THANG

Kích thước hình học và sơ bộ tính toán

Tải trọng tác dụng lên cầu thang

Tính toán cốt thép bản thang

TÍNH TOÁN THIẾT KẾ BỂ NƯỚC MÁI

Các kích thước bể nước

Vật liệu sử dụng

Tính toán bể nước

TÍNH TOÁN THIẾT KẾ KẾT CẤU KHUNG

Thông số tính toán

Thiết kế dầm tầng điển hình (tầng 9)

Thiết kế cột khung trục 2

TÍNH TOÁN THIẾT KẾ VÁCH LÕI

Lý thuyết tính toán

Tính toán cốt ngang cho vách cứng

TÍNH TOÁN THIẾT KẾ MÓNG CÔNG TRÌNH

Địa chất công trình và phương án thiết kế móng công trình

Tính toán cọc công trình

Thiết kế móng M1

Thiết kế móng M2

Thiết kế móng lõi thang máy MLT

Thiết kế móng M3

BIỆN PHÁP THI CÔNG TƯỜNG VÂY THEO BIỆN PHÁP

Thông số đất nền và vật liệu

Mô hình Plaxis

Phân tích chuyển vị ngang của tường vây qua các giai đoạn thi công

Tính toán cốt thép dọc chịu lực trong tường

Phân tích kiểm tra hệ thanh chống