(Luận văn thạc sĩ) chung cư x2 đại kim

TỔNG QUAN VỀ THÔNG TIN CÔNG TRÌNH

Giới thiệu chung

Tên dự án: Chưng cư X2 Đại Kim

Dự án chung cư X2 Đại Kim bao gồm 3 tòa căn hộ, tọa lạc tại lô đất X2 trong khu đô thị mới Đại Kim, Hoàng Mai, Hà Nội Được đầu tư bởi tổng công ty MHDI – Bộ Quốc phòng, dự án sở hữu vị trí đắc địa ngay ngã ba sông, gần hồ Định Công và hồ điều hòa Linh Đàm Địa chỉ cụ thể của dự án là Phố Trần Hòa, Phường Đại Kim, Quận Hoàng Mai, Hà Nội.

Đặc điểm công trình

1.2.1 Vị trí địa lí và điều kiện tự nhiên:

Hà Nội, nằm ở vùng Bắc Bộ, có khí hậu nhiệt đới gió mùa ẩm với mùa hè nóng bức và mưa nhiều, trong khi mùa đông lại lạnh và ít mưa Thành phố này nhận được lượng bức xạ Mặt Trời dồi dào quanh năm, dẫn đến nhiệt độ cao.

Mùa nóng ở Hà Nội kéo dài từ tháng 5 đến tháng 9 với nhiệt độ trung bình 28.1°C và lượng mưa nhiều Ngược lại, từ tháng 11 đến tháng 3 năm sau, khí hậu chuyển sang mùa đông với nhiệt độ trung bình 18.6°C Hà Nội cũng có độ ẩm cao, với độ ẩm trung bình hàng năm đạt 79% và tổng lượng mưa khoảng 1800 mm.

Chung cư X2 Đại Kim thuộc công trình dân dụng cấp 1 ( > 20 tầng ) được xác định ở

Nghị định số 209/2004/NĐ – CP ngày 16/12/2014 của Chính phủ

Dự án X2 Đại Kim nằm trên lô đất có diện tích 16377 m 2 gồm 3 tòa chung cư với mật độ xây dựng 37%

Công trình có chiều cao 78.8 m ( tính từ cao đồ mặt đất 0.00 ) h

Mặt đứng công trình trục A – G h

Bảng thống kê cao độ công trình

Tên tầng Chiều cao mỗi tầng (m) Cao độ (m)

1.2.3 Vị trí giới hạn công trình:

Dự án X2 Đại Kim tọa lạc tại hai mặt tiền đường Trần Hòa và Trịnh Đình Cửu, Phường Đại Kim, Quận Hoàng Mai, Hà Nội, bên cạnh sông Lừ và sông Tô Lịch Dự án gần hồ Định Công (22,3ha) và chỉ cách hồ Linh Đàm (74,7ha) khoảng 900m X2 Đại Kim còn dễ dàng kết nối với trung tâm thành phố qua các tuyến đường huyết mạch như Vành đai 3, Giải Phóng, Lê Duẩn, Nguyễn Cảnh Dị và Nguyễn Hữu Hò.

Hình ảnh vị trí dự án X2 Đại Kim từ google maps

Dự án X2 Đại Kim gồm 3 tòa chung cư: CT1, CT2, CT3 Mỗi tòa gồm 23 tầng nổi và 3 tầng hầm Mặt sàn xây dựng khoảng hơn 20000 m 2

- Tầng hầm 3 đến tầng hầm 1: Bãi đậu xe,kho, phòng kỹ thuật

- Tầng 1 đến tầng 3 : Quản lí tòa nhà, lớp giữ trẻ, phòng kỹ thuật, khu vui chơi, dịch vụ công cộng, kho, phòng kỹ thuật

- Tầng 4 đến tầng 22: Căn hộ

- Tầng 23: Phòng kỹ thuật, sân thượng

LỰA CHỌN GIẢI PHÁP KẾT CẤU CHO CÔNG TRÌNH

Cơ sở lý thuyết

Bảng tiêu chuẩn, quy chuẩn thiết kế

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

TCXD 229 : 1999 Chỉ dẫn tính toán thành phần động của Tải trọng gió theo TCVN

TCVN 9386 : 2012 Thiết kế công trình chịu động đất h

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

TCVN 5575:2012 Tiêu chuẩn thiết kế cho kết cấu thép công trình

TCVN 10304 : 2014 Móng cọc – tiêu chẩn thiết kế

TCVN 9393 : 2012 Cọc – Phương pháp thí nghiệm bằng tải trọng tĩnh ép dọc trục

TCVN 9394 : 2012 Đóng và ép cọc – thi công và nghiệm thu

TCVN 7888 : 2014 Cọc bê tâm ly tâm ứng lực trước

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

TCVN 1651:2008 Thép cốt bê tông

QCVN 02:2009/BXD Quy chuẩn kỹ thuật quốc gia – Số liệu điều kiện tự nhiên dùng trong xây dựng

QCVN 03:2012/BXD Quy chuẩn kỹ thuật quốc gia về nguyên tắc phân loại, phân cấp công trình dân dụng, công nghiệp và hạ tầng kỹ thuật đô thị

QCVN 04:2015/BXD Quy chuẩn kỹ thuật quốc gia về nhà ở và công trình công cộng

Quy chuẩn kỹ thuật quốc gia về An toàn cháy cho nhà và công trình

EN 1992:2004 Tiêu chuẩn thiết kế yêu cầu cho kết cấu bê tông cốt thép

Các tài liệu tiêu chuẩn ngành có liên quan

Thông số vật liệu

Bảng tổng hợp bê tông theo TCVN 55474 - 2018

Cường độ tính toán Module đàn hồi Mục đích sử dụng

Bảng tổng hợp cốt thép theo TCVN 5574 - 2018 h

Loại thép Thông số đầu vào Đặc tính sử dụng

Sơ bộ kích thước tiết diện

2.3.1 Sơ bộ chiều dày sàn:

Chiều dày sàn được sơ xác định theo công thức: s h D l

1: l Nhịp theo phương cạnh ngắn 0.8 1.4

D  phụ thuộc vào tải trọng Áp dụng tính toán:

- Đối với sàn tầng điển hình:

- Đối với sàn hầm: Chọn h s 200(mm)

2.3.2 Sơ bộ tiết diện dầm:

Kích thước tiết diện dầm thường được xác định sơ bộ dựa trên hai điều kiện chính: độ võng và độ bền Điều này đảm bảo rằng hàm lượng thép hợp lý trong dầm được duy trì trong khoảng từ 1% đến 1.5%.

Công thức sơ bộ phụ thuộc vào độ võng dầm theo giáo trình BTCT như sau: h

Bảng sơ bộ tiết diện dầm

Chiều cao dầm (mm) hchọn

Bề rộng dầm (mm) bchọn

2.3.3 Sơ bộ tiết diện vách và lõi thang:

Chiều dày vách được xác định dựa trên chiều cao của tòa nhà và các tiêu chuẩn kỹ thuật Tổng diện tích mặt cắt ngang của vách có thể tính toán theo công thức: 0.015 vl st.

Trong đó: F st : Diện tích sàn

Chiều dày vách phải đảm bảo yêu cầu:

+ t200(mm) (do yêu cầu thi công đối với vách thang máy chịu tải đứng là chủ yếu )

Sinh viên chọn sơ bộ chiều dày vách 400 (mm) cho vách thang máy và biên

TÍNH TOÁN TẢI TRỌNG

Cơ sở tính toán tải trọng

Tải trọng được chia thành hai loại chính: tải trọng thường xuyên, là những tải trọng không thay đổi trong suốt quá trình xây dựng và sử dụng công trình, và tải trọng tạm thời, bao gồm tải trọng dài hạn, ngắn hạn và đặc biệt, có thể không xuất hiện trong một giai đoạn nào đó của quá trình xây dựng và sử dụng.

Tải trọng bản thân bao gồm khối lượng của các kết cấu chịu lực như sàn, dầm, cột, và vách, cùng với các kết cấu bao che Các giá trị này được tự động tính toán thông qua phần mềm chuyên dụng.

 Tải trọng hoàn thiện: Gồm chiều dày các lớp hoàn thiện của sàn dựa vào các bên liên quan như: kiến trúc, M&E, hệ thống đường ống v.v…

 Tải trọng tường: Gồm chiều dày lớp hoàn thiện của tường dựa vào các các bên liên quan như: kiến trúc, M&E, hệ thống đường ống v.v… h

 Hoạt tải: Là tải trọng sử dụng tác động thường xuyên hoặc ngắn hạn và được lấy theo tiêu chuẩn thiết kế tải trọng và tác động TCVN 2737 – 1995

 Tải trọng gió: Gồm thành phần động và thành phần tĩnh

 Tải trọng đặc biệt: Gồm tải trọng động đất, cháy nổ, bom đạn…

Tĩnh tải

3.2.1 Tải trọng lớp hoàn thiện của sàn:

Bảng tính toán tải trọng hoàn hiện căn hộ, thương mại

Loại: sàn căn hộ, sàn thương mại, hành lang STT Các lớp hoàn thiện của sàn t  qtc n qtt

Tổng trọng lượng các lớp hoàn thiện 1.02 - 1.35

Bảng tính tải trọng hoàn thiện sân thượng

Loại: Sàn sân thượng STT Các lớp hoàn thiện của sàn t  qtc n qtt

Bảng tính tải trọng hoàn thiện sàn mái

Loại: Sàn mái STT Các lớp hoàn thiện của sàn t  qtc n qtt

Bảng tính tải trọng hoàn thiện nhà vệ sinh, lô gia

Loại: Sàn nhà vệ sinh, lô gia,

STT Các lớp hoàn thiện của sàn t  qtc n qtt

Tải trọng tường được xác định theo công thức: t i i t g     n b h Trong đó: n: Hệ số độ tin cậy

i: Trọng lượng riêng của các lớp i cấu tạo tường bi: Bề rộng các lớp i cấu tạo tường ht: Chiều cao tường h

Tải trọng tường xây tầng 1: với h tan g 4.5( )m

Bảng tính toán tải trọng tầng 1

Tải trọng tường tiêu chuẩn

Tải trọng tường tính toán

Tường 100 xây trên sàn (Hs = 160 mm) 1.68 4.34 7.29 8.75

Tải trọng tường xây tầng 2: với h tan g 4.8( )m

Bảng tính toán tải trọng tầng 2

Tải trọng tường xây tầng điển hình: với h tan g 3.3( )m

Bảng tính toán tải trọng tường tầng điển hỉnh

3.2.3: Tải trọng kính cường lực:

- Tải trọng của kính cường lực được tính theo công thức: k k k k g     n b h Trong đó:+ n: Hệ số độ tin cậy

+ h k : Chiều cao kính: Tường xây trên dầm (dầm phụ, dầm chính), tường xây trên sàn

Bảng tính toán tải trọng kính tầng 2

Kính 15 mm lắp trên dầm (D40x80) 0.375 4.0 1.5 1.8

Tường 15 mm lắp trên dầm (D20×50) 0.375 4.3 1.61 1.93

Tường 15 mm lắp trên sàn (Hs = 160 mm) 0.375 4.64 1.74 2.09

Bảng tính toán tải trọng kính tầng 1

Kính 15 mm lắp trên dầm (D40x80) 0.375 3.7 1.39 1.67

Hoạt tải

- Hoạt tải toàn phần tác động lên diện tích sàn theo cột 3 bảng 3, TCVN – 2737:1995 :

Bảng giá trị hoạt tải toàn phần

STT Công năng của sàn

Tải trọng tiêu chuẩn qtc n Tải trọng tính toán qtt

STT Công năng của sàn

Tải trọng tiêu chuẩn qtc n Tải trọng tính toán qtt

- Hoạt tải dài hạn tác động lên diện tích sàn theo cột 4 bảng 3, TCVN – 2737:1995

Bảng giá trị hoạt tải dài hạ

STT Công năng của sàn Tải trọng tiêu chuẩn qtc

Tải trọng thang máy

- Thang máy gồm 3 kích thước hố thang như sau:

+ T1,T3 kích thước 2100x2100 mm có đối trọng đặt phía sau

+ T2 kích thước 2200x2100 mm có đối trọng đặt phía sau

+ T4 có kích thước 2300x2900 có đối trọng đặt bên hông

- Các thông số kỹ thuật trên Catalogue thang máy Hùng Phát: h

Hình catolog thang máy Thịnh Phát h

 Chọn loại P15 – CO cho hố thang T1, T2, T3 và P17-CO cho hố thang T4

Loại Tải trọng Tốc độ

Phân tích động lực học công trình

3.4.1 Xác định tần số dao động bằng phần mềm Etabs:

Trình tự khai báo trong Etabs để tính tần số giao động:

 Hộp thoại Define  Material Properties: Giá trị khối lượng riêng của bê tông

( Mass per unit Volume ) = 2.45(kN m/ 3 )

Hình khai báo vật liệu

Hộp thoại Define  Mass source: Trong quá trình tính toán, ngoài việc xem xét giá trị tĩnh tải và trọng lượng bản thân của kết cấu chịu lực, cần chú ý đến ảnh hưởng của 50% giá trị hoạt tải.

Hỉnh khai báo mass source

 Khai báo sàn tuyệt đối cứng: Chọn tất cả các sàn Hộp thoại Assign  Shell

Hình khai báo và gán Diaphragms

3.4.2 Kết quả phân tích dao động:

Xét 12 mode dao động đầu tiên của hệ kết cấu. h

Chu kỳ Tần số UX UY RZ SumUX SumUY SumRZ

Tải trọng gió

Giá trị tiêu chuẩn thành phần tĩnh của tải trọng gió W i tác dụng lên tầng thứ i được xác định theo công thức: i 0 i i i

W :0 Giá trị của áp lực gió lấy theo phân vùng phụ lục D và điều 6.4

Vùng áp lực gió trên bản đồ I II III IV V

Trong vùng ảnh hưởng của bão được đánh giá là yếu (phụ lục D), giá trị áp lực gió W0 sẽ được điều chỉnh giảm, cụ thể là giảm 10 daN/m² cho vùng I-A và 12 daN/m² cho vùng II-A.

Trong vùng III-A, giá trị áp lực gió được xác định là 15 (daN/m²) Hệ số k, phản ánh sự thay đổi của áp lực gió theo độ cao, có thể được lấy từ bảng 5 Đối với các độ cao trung gian, giá trị k có thể được xác định bằng cách nội suy tuyến tính từ bảng 5 Ngoài ra, k cũng có thể được tính bằng công thức trong phụ lục A.2 và A.3 của TXCD 229:1999, với công thức m t k = 1.844 z z.

  Trong đó: z là độ cao của điểm tính toán, các hệ số z, zt, m được xác định bằng bảng sau:

+ c : Hệ số khí động lấy theo bảng 6 Lấy c   0.8 cho mặt đón gió c   0.6cho mặt hút gió

+ Hi: Chiều cao đón gió tầng thứ i

+ Li: Bề rộng đóng gió tầng thứ i

Hệ số độ tin cậy của tải trọng gió  lấy bằng 1.2

Chung cư X2 Đại Kim nằm tại Quận Hoàng Mai, Hà Nội, thuộc phân vùng II với địa hình C, có nhiều vật cản cao trên 10m Điều này giúp giảm áp lực gió, với giá trị áp lực gió là W0 = 95 (daN m/2).

- Hệ số tính đến sự thay đổi của áp lực gió: zt = 400, m = 0.2 h

Bảng giá trị tính thành phần gió tĩnh theo phương X

STT Tầng H (m) Z j (m) k j L Yj (m) W Xj (kN)

Bảng giá tính toán thành phần gió tĩnh theo phương Y

STT Tầng H (m) Z j (m) k j L Xj (m) W Yj (kN)

3.5.2 Thành phần động của tải trọng gió:

Khi tính toán các công trình như trụ, tháp, ống khói, cột điện và các thiết bị dạng cột, cần chú ý đến thành phần động của tải trọng gió Đặc biệt, đối với các nhà nhiều tầng cao trên 40m và các khung ngang nhà công nghiệp 1 tầng có độ cao trên 36m với tỉ số độ cao trên nhịp lớn hơn 1.5, việc xem xét tải trọng gió là rất quan trọng để đảm bảo an toàn và hiệu quả trong thiết kế.

Mức độ nhạy cảm của công trình đối với tác động của tải trọng gió quyết định việc chỉ cần xem xét thành phần xung của vận tốc gió hoặc cả lực quán tính của công trình.

Mức độ nhạy cảm được đánh giá dựa trên mối tương quan giữa các tần số dao động riêng cơ bản trong công trình, đặc biệt là tần số dao động riêng thứ nhất, với tần số giới hạn fL được quy định trong bảng 2 TCXD 299:1999 Các giá trị trong bảng này được trích dẫn từ TCVN.

Vùng áp lực gió f L (Hz) δ = 0.3 δ = 0.15

- δ = 0.3 : Đối với công trình bê tông cốt thép và gạch đá, công trình khung thép có kết cấu bao che

- δ = 0.15 : Các tháp, trụ, ống khói bằng thép, các thiết bị dạng cột thép có bệ bằng bê tông cốt thép

Đối với các công trình có tần số dao động cơ bản f1 lớn hơn fL, chỉ cần xem xét tác động của xung vận tốc gió lên thành phần động của tải trọng gió Giá trị tiêu chuẩn của thành phần động được tính toán theo quy định tại mục 4.2 TCXD 229:1999 Cụ thể, giá trị tiêu chuẩn của áp lực gió Wpj tác động lên phần thứ j của công trình được xác định bằng công thức: pj j j.

W j : Giá trị tiêu chuẩn thành phần tĩnh của áp lực gió, tác dụng lên phần thứ j của công trình, xác định theo điều 4.10 TCXD 229:1999

Hệ số áp lực động của tải trọng gió, ký hiệu là  j, tương ứng với độ cao của phần thứ j của công trình, là một đại lượng không thứ nguyên Các giá trị của hệ số này được quy định theo TCVN 2737:1995 và được trình bày trong bảng 3.

 : Hệ số tương quan không gian áp lực động của tải trọng gió ứng với các dạng dao động khác nhau của công trình, không thứ nguyên

Đối với các công trình có tần số dao động cơ bản f1 < fL, cần xem xét tác động của cả xung vận tốc gió và lực quán tính Giá trị tiêu chuẩn của thành phần động được tính toán theo các điều từ 4.4 đến 4.8 trong TCXD 229:1999 Cụ thể, giá trị tiêu chuẩn thành phần động của tải trọng gió tác động lên phần thứ j tương ứng với dạng dao động thứ i được xác định theo công thức quy định.

M j : Khối lượng tập trung của phần công trình thứ j

 i : Hệ số động lực ứng với dạng dao động thứ i, không thứ nguyên, phụ thuộc vào thông số  i và độ giảm loga của dao động:

 : Hệ số độ tin cậy của tải trọng gió, lấy bằng 1.2

W 0: Giá trị áp lực gió f i : Tần số dao động riêng thứ i

- Đường cong 1 – Sử dụng cho các công trình bê tông cốt thép và gạch đá kể cả các công trình bằng khung thép có kết cấu bao che (δ = 0.3)

- Đường cong 2 – Sử dụng cho các công trình tháp, trụ thép, ống khói, các thiết bị dạng cột có bệ bằng bê tông cốt thép (δ = 0.15)

 i: Hệ số được xác định bằng cách chia công trình thành n phần, trong phạm vi mỗi phần tải trọng gió có thể coi như là không đổi n ji Fj j 1 i n

WFj là giá trị tiêu chuẩn của thành phần động lực do tải trọng gió tác động lên phần thứ j của công trình Giá trị này tương ứng với các dạng dao động khác nhau và chỉ tính đến ảnh hưởng của xung vận tốc gió WFj có thứ nguyên là lực và được xác định theo một công thức cụ thể.

- Wj : giá trị tiêu chuẩn thành phần tĩnh của áp lực gió, tác dụng lên phần thứ j của công trình

Hệ số áp lực động của tải trọng gió, ký hiệu là i, là một yếu tố không thứ nguyên, được xác định tại độ cao tương ứng với phần thứ j của công trình Các giá trị của hệ số này được quy định theo tiêu chuẩn TCVN 2737 – 1995.

Bảng 3 TCVN 229 – 1999 Hoặc hệ số áp lực  i có thể xác định bằng công thức sau:

Diện tích mặt đón gió của phần j của công trình (Sj) và dịch chuyển ngang tỉ đối của trọng tâm phần công trình thứ j ứng với dạng dao động riêng thứ i (yji) là những yếu tố quan trọng trong phân tích động lực học của công trình Những thông số này giúp đánh giá hiệu quả chịu lực và ổn định của công trình trước tác động của gió.

- Công trình thuộc vùng áp lực gió II và độ giảm loga δ = 0.3  tần số giới hạn fL 1.3 (Hz)

- Theo kết quả phân tích động lực học ta có:

1 4 L 5 f  0.357(Hz)   f  1.229(Hz)  f  1.3(Hz)  f  1.307(Hz)  Vì vậy ta tính toán thành động của tải trọng gió ứng với 4 dao động riêng đầu tiên h

Bảng thống kê các dao động

Chu kỳ Tần số UX UY RZ SumUX SumUY SumRZ

Kết quả tính gió động theo mode 1, dạng dao động thứ 1, theo phương X:

STT Tầng M j (t)  j W Fj (Kn) y ji y ji W Fj y ji 2 M j W pjiX (Kn)

Kết quả tính toán gió động theo mode 3, dạng giao động thứ 1, theo phương Y:

Giá trị 0.0764 1.7847 0.0551 Kết quả tính toán gió động mode 4, dạng giao động thứ 2, theo phương X:

Tải trọng gió gán vào công trình như sau:

- Thành phần tĩnh của tải trọng gió được gán dưới dạng lực tập trung tại trọng tâm hình học của sàn từng tầng

- Thành phần động của tải trọng gió được gán dưới dạng tập trung tại trọng tâm khối lượng của từng tầng

Bảng centers of mass and rigidity

TABLE: Centers Of Mass And Rigidity

Story Diaphragm XCCM YCCM XCM YCM m m m m

Tải trọng động đất

3.6.1 Các phương pháp xác định tải trọng động đất:

Việc xác định tải trọng động đất (lực quán tính) tác động lên công trình là một thách thức lớn, phụ thuộc vào tính chất chuyển động địa chấn, động lực học của công trình và đặc trưng cơ lý của đất nền Hiện nay, các tiêu chuẩn thiết kế kháng chấn trên thế giới chủ yếu áp dụng hai phương pháp chính.

Phương pháp động lực cho phép xác định trực tiếp trạng thái ứng suất và biến dạng của các kết cấu chịu tải Phương pháp này dựa vào việc ghi nhận các gia tốc từ chuyển động của đất nền trong quá trình xảy ra động đất.

Phương pháp lực tĩnh, còn được gọi là phương pháp tải trọng ngang thay thế, thay thế các lực động đất thực tế tác động lên công trình bằng các lực tĩnh ảo có hiệu ứng tương đương Phương pháp này cho phép xác định tải trọng động đất một cách đơn giản và đã được áp dụng rộng rãi trong thiết kế các công trình nhà ở từ trước đến nay.

Theo TCVN 9386 – 2012 ta có các phương pháp phân tích sau đây:

- Phương pháp phân tích đàn hồi tuyến tính:

+ Phương pháp phân tích phổ phản ứng dạng dao động

+ Phương pháp phân tích tĩnh lực ngang tương đương

+ Phương pháp tĩnh phi tuyến

+ Phương pháp phi tuyến theo thời gian

Sinh viện chọn phương pháp phân tích phổ phản ứng dạng dao động thiết kế động đất

3.6.2 Phổ thiết kế S d (T) theo phương ngang: Đối với các thành phần nằm ngang của tác động động đất, phổ thiết kế Sd(T) được xác định bằng các biểu thức sau:

Sd(T) là phổ thiết kế;

T là chu kỳ dao động của hệ tuyến tính một bậc tự do; ag là gia tốc nền thiết kế (ag = IagR);

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

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

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

S là hệ số nền; q là hệ số ứng xử;

 là hệ số ứng với cận dưới của phổ thiết kế theo phương nằm ngang,  = 0.2

Xác định hệ số ứng xử q

Khả năng kháng chấn của hệ kết cấu trong miền ứng xử phi tuyến cho phép thiết kế kết cấu với lực động đất nhỏ hơn so với phản ứng đàn hồi tuyến tính Để tránh phân tích trực tiếp các kết cấu không đàn hồi, người ta sử dụng khả năng tiêu tán năng lượng qua ứng xử dẻo của các cấu kiện Phân tích đàn hồi dựa trên phổ phản ứng được chiết giảm từ phổ phản ứng đàn hồi, gọi là “phổ thiết kế” Sự chiết giảm này được thực hiện thông qua hệ số ứng xử q.

38 Đồ thị phố thiết kế

Mục 5.2.2.2 TCVN 9386 – 2012 có quy định: giá trị giới hạn trên của hệ số ứng xử q để tính đến khả năng tiêu tán năng lượng, phải được tính cho từng phương khi thiết kế như sau:

Hệ số phản ánh dạng phá hoại phổ biến trong hệ kết cấu có tường chịu lực được ký hiệu là kw = 1, tương ứng với hệ khung và hệ kết cấu hỗn hợp tương đương khung Giá trị cơ bản của hệ số ứng xử, ký hiệu là q0, phụ thuộc vào loại kết cấu và tính đều đặn của nó theo mặt đứng.

Với loại nhà có sự đều đặn theo mặt đứng, hệ số q0 tra trong bảng sau:

Giá trị cơ bản của hệ số ứng xử, q 0 , cho hệ có sự đều đặn theo mặt đứng

Loại kết cấu Cấp dẻo kết cấu trung bình

Cấp dẻo kết cấu cao

Hệ khung, hệ hỗn hợp, hệ tường kép 3.0u/1 4.5u/1

Hệ không thuộc hệ tường kép 3.0 4.0u/1

Với loại nhà không đều đặn theo mặt đứng, giá trị q0 cần được giảm xuống 20%

Các tham số u và 1 được định nghĩa như sau: h

Giá trị α1 được sử dụng để nhân với giá trị thiết kế của tác động động đất theo phương nằm ngang, đảm bảo rằng mọi cấu kiện trong kết cấu đều đạt giới hạn độ bền chịu uốn trước tiên, trong khi các tác động khác vẫn giữ nguyên.

Hệ số u là giá trị quan trọng để nhân với giá trị thiết kế của tác động đất theo phương nằm ngang, có thể dẫn đến sự hình thành khớp dẻo và mất ổn định tổng thể của kết cấu Điều này xảy ra trong khi các giá trị thiết kế cho các tác động khác vẫn giữ nguyên Hệ số này có thể được xác định thông qua phân tích phi tuyến tính tổng thể.

Khi hệ số u/1 không được xác định rõ qua tính toán cho các loại nhà có tính đều đặn trong mặt bằng, có thể sử dụng giá trị xấp xỉ Đối với khung nhiều tầng, nhiều nhịp hoặc kết cấu hỗn hợp tương đương khung, lấy u/1 = 1.3 Đối với loại nhà không có tính đều đặn trong mặt bằng, giá trị xấp xỉ sẽ là trị số trung bình của 1 và u/1.

3.6.3 Phố thiết kế S d (T) theo phương đứng Đối với các thành phần thẳng đứng của tác động động đất, phổ thiết Sd(T) được xác định bằng các biểu thức như ở các thành phần nằm ngang

Gia tốc nền thiết kế avg theo phương thẳng đứng được thay cho giá trị ag;

Các tham số khác được định nghĩa như trong các thành phần nằm ngang

Giá trị các tham số mô tả phổ phản ứng đàn hồi theo phương thẳng đứng a vg /a g T B (s) T C (s) T D (s)

Căn cú vào vị trí công trình tại Quận Hoàng Mai, Thủ đô Hà Nội

Tra phụ lục H TCVN 9386 – 2012 ta có:

Bảng gia tốc nền Địa danh Tọa độ Gia tốc nền

Xác định gia tốc nền thiết kế: g I gR a  a

  Hệ số tầm quan trọng ( phụ lục E TCVN 9386 – 2012 ) h

Vậy phải tính toán và cấu tạo kháng chấn

Xác định hệ số ứng xử q:

 là giá trị cơ bản của hệ số ứng xử ứng với hệ kết cấu hỗn hợp tương đương khung;

 là giá trị trung bình của 1 và u

 do công trình không có tính đều đặn trong mặt bằng

Và vì công trình không đều đặn theo mặt đứng, giá trị q0 cần được giảm xuống 20%

Hệ số kw = 1 là chỉ số phản ánh loại hình phá hoại phổ biến trong các hệ kết cấu có tường chịu lực, tương ứng với hệ khung và hệ kết cấu hỗn hợp tương đương khung.

Phổ thiết kế theo phương ngang:

Bảng giá trị phổ phản ứng thiết kế theo phương ngang

Hình đồ thị phổ thiết kế theo phương ngang h

Phổ thiết kế theo phương đứng:

Mục 4.3.3.5.2 TCVN 9386 – 2012 có quy định, nếu avg lớn hơn 0.25g (2.5 m/s 2 ) thì thành phần thẳng đứng của tác động động đất phải được xét đến theo các quy định của mục này vg vg g g a = 0.9 a = a × 0.9 = 1.227 × 0.9 = 1.1 a  (m/s 2 ) < 2.5 (m/s 2 )

Vậy không cần xây dựng phổ thiết kế theo phương đứng.

Tổ hợp tải trọng

Bảng kí hiệu các loại tải trọng

TT Ký hiệu Loại Ý nghĩa

2 SDL Super Dead Tĩnh tải hoàn thiện

3 WL Dead Tĩnh tải tường

4 GL Dead Tĩnh tải kính cường lực

5 LL1 Live Hoạt tải 2(kN m/ 2 )

6 LL2 Live Hoạt tải 2(kN m/ 2 )

7 GTX Wind Gió tĩnh theo phương X

8 GTY Wind Gió tĩnh theo phương Y

9 GDX1 Wind Gió động theo phương X

10 GDY2 Wind Gió động theo phương X

10 GDY Wind Gió động theo phương Y

11 DX Seismic Động đất theo phương X h

TT Ký hiệu Loại Ý nghĩa

12 DY Seismic Động đất theo phương Y

Theo Mục 2.4 TCVN 2737 – 1995 tổ hợp tải trọng gồm có tổ hợp cơ bản và tổ hợp đặc biệt:

- Tổ hợp tải trọng cơ bản gồm các tải trọng thường xuyên, tải trọng tạm thời dài hạn và tạm thời ngắn hạn

+ Tổ hợp tải trọng cơ bản có một tải trọng tạm thời thì giá trị của tải trọng tạm thời được lấy toàn bộ

+ Tổ hợp tải trọng cơ bản gồm tải trọng tạm thời dài hạn và tải trọng tạm thời ngắn hạn nhân với hệ số  0.9

Khi phân tích ảnh hưởng của các tải trọng tạm thời ngắn hạn lên nội lực và chuyển vị trong kết cấu và nền móng, tải trọng có ảnh hưởng lớn nhất không giảm, trong khi tải trọng thứ hai được nhân với hệ số 0.8 và các tải trọng còn lại được nhân với hệ số 0.6.

Tổ hợp tải trọng đặc biệt bao gồm các loại tải trọng như tải trọng thường xuyên, tải trọng tạm thời dài hạn, tải trọng tạm thời ngắn hạn và các tải trọng đặc biệt khác có thể xảy ra.

Tổ hợp tải trọng đặc bao gồm hai hoặc nhiều tải trọng tạm thời, trong đó giá trị tải trọng đặc biệt không được giảm Giá trị tính toán của tải trọng tạm thời hoặc nội lực tương ứng được điều chỉnh bằng hệ số tổ hợp: tải trọng tạm thời dài hạn nhân với hệ số  = 0.95 và tải trọng tạm thời ngắn hạn nhân với hệ số  = 0.8.

Tổ hợp tải trọng theo TTGH II:

Load type Case name Scale factor

GDX SRSS GDX1; GDX2; 1; 1 Tổ hợp thành phần động tải trọng gió theo phương X

GX Add GTX; GDX 1; 1 Tổ hợp tải trọng gió theo phương X

GDY SRSS GDY 1; 1; 1 Tổ hợp thành phần động tải trọng gió theo phương Y h

GY Add GTY; GDY 1; 1 Tổ hợp tải trọng gió theo phương Y Combo1_

TC Add DL; SDL; WL;

Tổ hợp đặc biệt Combo12

Chú thích: Các trường hợp tổ hợp tải ở trên được sử dụng tải tiêu chuẩn để tổ hợp theo

TTGH II để kiểm tra các cấu kiện Để tính toán cấu kiện ta chuyển tải tiêu chuẩn thành tải tính toán.

KIỂM TRA ỔN ĐỊNH TỔNG THỂ

KIỂM TRA CHUYỂN VỊ NGANG TẠI ĐỈNH CỦA KẾT CẤU

Theo TCVN 5574:2018, Chuyển vị ngang tại đỉnh kết cấu của nhà cao tầng tính theo phương pháp đàn hồi phải thỏa mãn điều kiện:

Trong đó: f: Chuyển vị theo phương ngang tại đỉnh kết cấu

H: Chiều cao của công trình

Kết quả chuyển vị xuất từ mô hình ETABS: h

Theo kết quả từ Etabs: fx = 78.93 (mm) , fy = 56.87 (mm)

- Kiểm tra chuyển vị theo phương X:

 Thõa điều kiện chuyển vị đỉnh

- Kiểm tra chuyển vị theo phương Y:

 Thõa điều kiện chuyển vị đỉnh

Chuyển vị ngang tương đối giữa các tầng

4.2.1 Chuyển vị ngang tương đối giữa các tầng do tải trọng gió:

- Theo Bảng M4,TCVN 5573:2018 Chuyển vị giới hạn của nhà nhiều tầng có tường ngăn bằng gạch, bằng bê tông thạch cao, bằng panen bê tông cốt thép là:

Hs được xác định cho tầng dưới bằng khoảng cách từ mặt móng đến trục của xà đỡ sàn mái, trong khi đối với các tầng còn lại, hs là khoảng cách giữa các trục của các xà liền kề Kết quả được xuất từ phần mềm ETABS.

Kết quả kiểm tra chuyển vị ngang tương đối do tải trọng gió phương X:

Bảng kiểm trả chuyển vị ngang tương đối do tải trọng gió phương X h

Chuyển vị ngang tương đối

Chuyển vị giới hạn Kiểm m mm mm tra

Kết quả kiểm tra chuyển vị ngang tương đối do tải trọng gió phương Y:

Bảng kiểm tra chuyển vị ngang tương đối do tải trọng gió phương Y

Tầng Chiều cao tầng Chuyển vị ngang tương đối Chuyển vị giới hạn Kiểm m mm mm tra

Chuyển vị ngang tương đối

Chuyển vị giới hạn Kiểm m mm mm tra

4.2.2 Chuyển vị ngang tương đối giữa các tầng do động đất:

Mục 4.4.3.2 Hạn chế chuyển vị ngang tương đối giữa các tầng, TCVN 9386 – 2012 có quy định: Ngoại trừ các quy định khác trong các chương từ 5 đến 9 của tiêu chuẩn này, cần tuân thủ các hạn chế sau: Đối với các nhà có bộ phận phi kết cấu bằng vật liệu giòn được gắn vào kết cấu: d v 0.005h r 

Trong bài viết này, dr được định nghĩa là chuyển vị ngang thiết kế tương đối giữa các tầng, được xác định bằng hiệu số của các chuyển vị ngang trung bình ds tại trần và sàn của tầng đang xét theo mục 4.3.4 của tiêu chuẩn Chiều cao tầng được ký hiệu là h, trong khi v là hệ số chiết giảm nhằm xem xét chu kỳ lặp thấp hơn của tác động động đất, liên quan đến yêu cầu hạn chế hư hỏng.

Các giá trị của v phụ thuộc vào nguy cơ động đất và mức độ quan trọng của công trình Cụ thể, giá trị v được khuyến nghị là 0.4 cho các công trình có mức độ quan trọng I.

II và v = 0.5 cho các mức độ quan trọng III và IV h

Xác định ds theo mục 4.3.4.1 TCVN 9386 – 2012 như sau: s d c d q d

Trong bài viết này, chúng ta đề cập đến các yếu tố quan trọng trong phân tích kết cấu dưới tác động của động đất thiết kế Cụ thể, ds là chuyển vị của một điểm trong hệ kết cấu do động đất gây ra, trong khi qd là hệ số ứng xử chuyển vị, thường được giả định bằng q trừ khi có quy định khác Cuối cùng, dc là chuyển vị của cùng một điểm đó, được xác định thông qua phân tích tuyến tính dựa trên phổ phản ứng thiết kế.

Xuất chuyển vị tương đối do tải trọng động đất từ phần mềm ETABS: h

Kết quả chuyển vị ngang tương đối do tải trọng động đất theo phương X:

Bảng chuyển vị ngang tương đối cho tải trọng động đất theo phương X

Hệ số ứng xử chuyển vị q

Chuyển vị ngang tương đối d c d r v

Kết quả chuyển vị ngang tương đối do tải trọng động đất theo phương Y:

Bảng kết quả chuyển vị ngang tương đối do động đất theo phương Y

THIẾT KẾ SÀN TẦNG ĐIỂN HÌNH ( TẦNG 4 – TẦNG 22 )

MẶT BẰNG KẾT CẤU SÀN

Thông số thiết kế

Sinh viên trình bày ở mục 2.2.1 – Thông số vật liệu bê tông, chương 2

Kích thước sơ bộ chiều dày sàn được sinh viên trình bày chi tiết ở mục 2.3.1 – Sơ bộ kích thước tiết diện, chương 2

Kích thước sàn tầng điển hình h s 160(mm)

Kích thước sơ bộ dầm được sinh viên trình bày chi tiết ở mục 2.3.2 – Sơ bộ tiết diện dầm, chương 2

Bảng kích thước tiết diện dầm tầng điển hình

Tầng điển hình ( tầng 4 – tầng 22 ) 400 800

Tải trọng tác dụng lên sàn

Tải trọng tác dụng lên các ô sàn được sinh viên trình bày ở chương 3 Tính toán tải trọng

Bảng tổng hợp tải trọng tác dụng lên sàn

Loại tải trọng tác dụng Tĩnh tải

-Tải trọng tường xây dày 100 mm

+ Xây trên sàn dày 160 mm

- Tải trọng tường xây dày 200 mm

Chú thích: Trọng lượng bản thân được tự động tính toán trong phầm mềm Safe

Theo TCVN 2737:1995, tùy theo công năng sử dụng, loại tải trọng sàn chịu tác dụng ta có các số liệu tính toán

Hệ số độ tin của tải trọng: TCVN 2737:1995 – Điều 4.3.3

Xây dựng mô hình trên phần mềm SAFE

Bảng kí hiệu các loại tải trọng

DL Dead Tĩnh tải tiêu chuẩn

SDL Super Dead Tải hoàn thiện tiêu chuẩn

WL Dead Tải trọng tường tiêu chuẩn

LL1 Live Hoạt tải tiêu chuẩn toàn phần < 2 kN/m 2

LL2 Live Hoạt tải tiêu chuẩn toàn phần > 2 kN/m 2

Bảng tổ hợp tải trọng

Ký hiệu Loại Cấu trúc Ý nghĩa

COMBO Add 1.1DL + 1.25SDL + 1.1WL

+ 1.3LL1 + 1.2LL2 Tính thép sàn

Kiểm tra chuyển vị ngắn hạn của toàn bộ tải trọng gây ra

1GL + LL1 + LL2 Kiểm tra chuyển vị ngắn hạn của tải trọng dài hạn gây ra

1GL + LL1 + LL2 Kiểm tra chuyển vị dài hạn của tải trọng dài hạn gây ra

F Add F1 – F2 + F3 Kiểm tra chuyển vị toàn phần

Lưu ý: Với  là hệ số qui đổi từ tải toàn phần sang tải dài hạn và được lấy trong

5.4.3 Gán tải trọng trên phần mềm SAFE:

Tải trọng hoàn thiện tác dụng lên sàn h

Tải trọng tường tác dụng lên dầm h

Hoạt tải < 2 (kN/m 2 ) tác dụng lên sàn h

Hoạt tải 2 (kN/m 2 ) tác dụng lên sàn

Xác định nội lực

Tiến hành chia dãy strip với bề rộng 1m h

Tính toán cốt thép

Tính toán cốt thép theo bài toán cấu kiện hình chữ nhật với b h 1000 160( mm)

  Kiểm tra hàm lượng cốt thép: min max

Kết quả tính toán được sinh viên trình bày ở Bảng 1: Phụ lục tính toán

Kiểm tra độ võng

Khi kiểm tra võng cho sàn

Tổ hợp tải trọng theo TTGH II ( tải trọng tiêu chuẩn)

Để đảm bảo sự bền vững của kết cấu bê tông cốt thép (BTCT) trong thời gian dài, cần xem xét các yếu tố như biến dạng và co ngót, cũng như tác động lâu dài của các loại tải trọng.

Theo TCVN 5574 – 2018, độ võng toàn phần được xác định như sau:

F1: Độ võng do tác dụng ngắn hạn của toàn bộ tải trọng

F2: Độ võng do tác dụng ngắn hạn của tải trọng dài hạn

F3: Độ võng do tác dụng dài hạn của tải trọng dài hạn h

64 Độ võng toàn phần Độ võng giới hạn theo phương đứng của sàn tầng điển hình theo bảng M.1 TCVN 5574

Theo kết quả phân tích của phần mềm SAFE, độ võng toàn phần của sàn:

     Thõa mãn điều kiện độ võng h

THIẾT KẾ CẦU THANG

Thông số thiết kế

Sinh viên trình bày ở mục 2.2.1 – Thông số vật liệu bê tông, chương 2

Chọn cầu thang ở tầng điển hình để tính toán Ứng với chiều cao tầng 3.3m

Cầu thang có 21 bậc, mỗi vế cao 1.65m gồm 10 bậc có kích thước

Góc nghiêng bản thang: 150 tan 0.555 29.05

Sơ bộ chiều dày bản thang:

Vậy sinh viên chọn chiều dày bản thang : h t 130(mm)

Vậy sinh viên chọn dầm thang kích thước b h : 200 300( mm)

Tải trọng tác dụng

6.2.1 Tĩnh tải tác dụng lên bản chiếu nghỉ:

Tĩnh tải các lớp cấu tạo của bản thang được xác định theo công thức: h

 i là khối lượng cấu tạo thứ i;

 tdi là chiều dày tương đương lớp cấu tạo thứ i theo bản nghiêng; n i là hệ số độ tin cậy của lớp cấu tạo thứ i

Tải trọng tính toán (kN/m 2 )

Tĩnh tải Đá hoa cương 0.02 24 1.1 0.53

6.2.2 Tải trọng tác dụng lên bản thang nghiêng:

Chiều dày tương đương: Đối với lớp đá hoa cương và lớp vữa xi măng:

          Đối với bậc thang gạch: cos 150 cos(29.05 )

Trong đó: l b ,h b : lần lượt là chiều rộng và chiều cao bậc thang

 i : chiều dày lớp cấu tạo

Tĩnh tải Đá hoa cương 0.027 24 1.1 0.72

Hoạt tải tính toán tác dụng lên bản chiếu nghỉ:

Hoạt tải tính toán tác dụng lên bản nghiêng: cos 3 1.2 cos(29.05 ) 3.15( / 2) tt tc p  p  n      kN m

Xây dựng mô hình trên phần mềm SAP2000

1.875 3 160 d s h h    liên kết giữa bản thang với dầm chiếu nghỉ được xem là liên kết khớp

Mô hình cầu thang trên SAP200 h

Xác định nội lực

Tính toán cốt thép

6.5.1 Tính toán cốt thép cho bản thang :

 Hàm lượng cốt thép tối đa min max

Bố trí thép cầu thang

Do biểu đồ momen không xuất hiện momen âm nên mô men gối ta sẽ bố trí thép cấu tạo (6 200a ) vào vị trí gối

6.5.2 Tính toán cốt thép cho dầm chiều tới:

Tải trọng tác dụng bao gồm:

Trọng lượng bản thân dầm:

Phản lực do bản thang truyền vào: h

Tổng tải trọng tác dụng vào dầm chiếu tới:

Sơ đồ tính dầm thang:

Sơ đồ tính dầm chiếu tới

 Hàm lượng cốt thép tối đa: min max

Kiểm tra khả năng chịu cắt của dầm:

Kiểm tra điều kiện tính toán cốt đai

 Bê tông đủ khả năng chịu cắt

→ Đặt cốt đai theo cấu tạo ϕ6a200

Chọn cốt đai theo điều kiện cấu tạo:

- Đoạn gối tựa L/4: w ,ct 0   h 270 s ;300 ;300 135;300 (mm)

Dựa vào điều kiện trên ta bố trí bước cốt đai:

- Đoạn cốt đai gối tựa L/4 chọn cốt đai ỉ6 hai nhanh, s w,ct  150(mm)

- Đoạn cốt đai gối tựa L/4 chọn cốt đai ỉ6 hai nhanh, s w,ct  200(mm)

Kiểm tra độ võng

Theo bảng M.1 của phụ lục M trong TCVN 5574 – 2018, độ võng được kiểm tra theo điều kiện: f  f u

L mm  f  L   mm Độ võng từ phần mềm SAP2000: Độ võng bản thang Độ võng bản chiếu nghỉ h

26( ) 2.39( ) bt gh cn f mm f mm f mm

     Thoả điều kiện độ võng.Tính toán cốt thép bản

THIẾT KẾ KHUNG

Thiết kế dầm

Sinh viên chọn dầm trên trục D và trục 4 để tính toán:

Mặt bằng kết cấu dầm h

Biểu đồ momen theo trục 4 h

Biểu đồ momen theo trục D h

7.1.1 Tính toán cốt thép dầm:

Sinh viên chọn dầm B173 tầng 17 để thực hiền tính toán: Dầm có kích thước b h là

 Chọn 5 25 có A s 2454(mm 2 ) Điều kiện hàm lượng cốt thép tối đa: min max

Beam M3 b h a As μ% Chon thep Aschon kN.m cm cm cm cm² CL cm²

7.1.2 Tính toán cốt thép đai cho dầm:

Theo mục 8.1.3.3.1 TCVN 5574:2018 – Tính toán cấu kiện bê tông cốt thép theo tiết diện nghiêng chịu cắt được tiến hành: b sw

Q : Lực cắt trên tiết diện nghiêng với chiều dài hình chiếu C lên trục dọc cấu kiện

Qb : Lực cắt chịu bởi bê tông trong tiết diện nghiêng

Qsw : Lực cắt chịu bởi cốt thép ngang trong tiết diện nghiêng

Lực cắt Qb được xác định theo công thức:

Nhưng không lớn hơn 2.5Rbtbho và nhỏ hơn 0.5Rbtbho

Kiểm tra cấu kiện dầm B173 (bxh = 400x800): Qmax = 248.71(kN) < Qb = 292.5 (kN)

 Không cần tính toán cốt đai cho dầm và bố trí cốt thép đai cấu tạo (10a100 cho đoạn đầu dầm L/4 và 10a200 cho đoạn giữa L/2)

7.1.3 Tính toán cốt treo gia cường tại vị trí dầm giao nhau:

Khi lực tập trung từ dầm phụ truyền xuống dầm chính, hiện tượng giật đứt dễ xảy ra Để ngăn chặn sự phá hoại dầm do giật đứt, cần bố trí thép ngang dạng đai ôm thép h.

Cốt thép 79 dọc được kết hợp theo tính toán trên tiết diện nghiêng, trong khi cốt thép ngang dạng đai có tác dụng chịu phản lực từ dầm phụ Việc này giúp ngăn chặn sự phá hoại cục bộ ở vùng chịu kéo của dầm chính.

Lực tập trung tác dụng lên dầm chính:

Sử dụng đai 10, 2 nhánh cóA sw  n a sw  2 78.5 157( mm 2 )

Cốt thép treo được tính toán theo điều kiện: (Sinh viên bỏ qua khả năng chịu cắt của bê tông để thiên về an toàn) w w

Trong đó: h0: chiều cao làm việc của tiết diện (750mm) hs: khoảng cách từ vị trí đặt lực đến trọng tâm cốt thép dọc

 Chọn m4, bố trí mỗi bên dầm phụ 2 đai với khoảng cách giữa các cốt treo 50mm h

Thiết kế vách

7.2.1 Lý thuyết tính toán vách ( Phương pháp vùng biên chịu momen )

Phương pháp vùng biên chịu momen khẳng định rằng cốt thép ở hai đầu vách chịu toàn bộ momen Momen này được xem như một cặp ngẫu lực tác động tại hai vùng biên của vách Lực dọc được giả thiết phân bố đều trên toàn bộ chiều dài mặt cắt của vách.

Bước 1: Giả thiết chiều dài vùng biên Bt , Bp chịu momen (Bt, BP = 0.2L) Momen M tương đương một cặp ngẫu lực đặt hai vùng biên của vách

Bước 2: Xác định lực kéo , nén trong vùng biên:

At,p: là diện tích tiết diện ngang vùng biên bên trái và bên phải của vách

A : là tiết diện tiết diện ngang toàn bộ vách

Pt,p: là lực kéo hoặc nén ở vùng biên bên trái hoặc bên phải

Bước 3: Tính toán cốt thép chịu kéo, nén, xem mỗi đoạn vách như cấu kiện chịu nén hoặc kéo đúng tâm h

- Nếu Pp > 0 thì vùng biên chịu nén, diện tích cốt thép được tính theo công thức:

- Nếu Pp < 0 thì vùng biên chịu nén, diện tích cốt thép được tính theo công thức:

Bước 4: Kiểm tra hàm lượng cốt thép Nếu không thõa mãn quay lại bước 1 ( tăng kích thước Bt, Bp) Và tiến hành bố trí cốt thép

Bước 5: Kiểm tra phần vách còn lại giữa hai vùng biên giống như đối với cấu kiện chịu nén đúng tâm Lực dọc tác động lên vùng bụng vách được xác định thông qua công thức cụ thể.

 A   Trường hợp bê tông đủ khả năng chịu lực thì cốt thép trong vùng này được đặt theo cấu tạo

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

Phương pháp phân bố ứng suất đàn hồi chia vách thành các phần tử nhỏ, với mỗi phần tử được coi như cấu kiện chịu kéo hoặc nén đúng tâm Trong phương pháp này, ứng suất được giả định phân bố đều trong từng phần tử.

- Vật liệu làm việc ở giai đoạn đàn hồi

- Ứng suất kéo do cốt thép chịu

- Ứng suất nén do cả bê tông và cốt thép chịu h

Phân chia vách để tính theo phương pháp ứng suất đàn hồi

Bước 1: Chia vách thành các phần tử nhỏ với kích thước b a , với abvà 0.5L, a càng nhỏ thì độ chính xác càng cao

Bước 2: Xác định lực dọc tác dụng vào mỗi phần tử do lực dọc N và momen trong mặt phẳng M gây ra:

- Ứng suất trung bình (kéo, nén) của mỗi vùng là: i i

83 i : y là khoảng cách từ tâm phần tử thứ I đến trục chính trung tâm

- Lực dọc kéo (nén) tác dụng vào phần tử thứ i: i 0.2 i

Bước 3: Tính toán diện tích cốt thép chịu kéo, nén:

Cốt thép từng vùng phần tử tính như cấu kiện chịu kéo (nén) đúng tâm:

- Nếu Ni > 0 thì vùng phần tử chịu nén, diện tích cốt thép tính toán theo:

- Nếu Ni < 0 thì vùng phần tử chịu nén, diện tích cốt thép tính toán theo: i si s

Bước 4: Kiểm tra hàm lượng cốt thép và bố trí cốt thép h

7.2.5 Tính toán thép vách lõi thang:

Hình chia phần tử vách h

Các thông số đặc trưng tiết diện:

Bảng kích thước và tọa độ các phần tử vách:

Phần tử Kích thước (mm) Tọa độ trọng tâm phần tử b h x i y i

Bảng kết quả nội lục vách lõi thang

Tầng Combo Vị trí P (kN) M2 (kNm) M3 (kNm)

Ham 2 Combo2 Bottom -49204.78 -5909.79 2146.71 Ham 2 Combo3 Max Top -41898.99 -5444.32 955.80 Ham 2 Combo3 Max Bottom -42505.72 -5094.18 4278.42 Ham 2 Combo3 Min Top -42092.29 -5520.25 -1371.77 Ham 2 Combo3 Min Bottom -42582.20 -5758.93 2466.34 Ham 2 Combo4 Max Top -42347.85 -5336.42 -3016.98 Ham 2 Combo4 Max Bottom -42726.17 -3985.80 1136.40 Ham 2 Combo4 Min Top -42541.15 -5412.35 -5344.54 Ham 2 Combo4 Min Bottom -42802.65 -4650.55 -675.68 h

Ham 2 Combo5 Bottom -43424.06 31068.75 747.70 Ham 2 Combo6 Top -41117.74 -42251.41 -1572.35 Ham 2 Combo6 Bottom -41884.31 -40813.49 2855.04 Ham 2 Combo7 Max Top -48205.53 -6514.39 482.36 Ham 2 Combo7 Max Bottom -48733.99 -6044.38 4361.47 Ham 2 Combo7 Min Top -48379.50 -6582.73 -1612.45 Ham 2 Combo7 Min Bottom -48802.83 -6642.66 2730.60 Ham 2 Combo8 Max Top -48609.50 -6417.29 -3093.14 Ham 2 Combo8 Max Bottom -48932.40 -5046.84 1533.65 Ham 2 Combo8 Min Top -48783.47 -6485.63 -5187.95 Ham 2 Combo8 Min Bottom -49001.24 -5645.11 -97.22

Ham 2 Combo9 Bottom -49560.50 26502.26 1183.82 Ham 2 Combo10 Top -47502.40 -39640.77 -1792.98 Ham 2 Combo10 Bottom -48174.73 -38191.76 3080.43 Ham 2 Combo11 Max Top -42954.75 25191.39 2018.45 Ham 2 Combo11 Max Bottom -43673.46 25000.02 5429.10 Ham 2 Combo11 Min Top -45454.01 -36733.63 -6512.33 Ham 2 Combo11 Min Bottom -45565.27 -35367.20 -1619.16 Ham 2 Combo12 Max Top -42407.30 49880.02 441.89 Ham 2 Combo12 Max Bottom -43339.97 49219.16 4626.57 Ham 2 Combo12 Min Top -46001.46 -61422.26 -4935.77 Ham 2 Combo12 Min Bottom -45898.76 -59586.35 -816.63 Ham 2 Combo13 Max Top -42954.75 25191.39 2018.45 Ham 2 Combo13 Max Bottom -43673.46 25000.02 5429.10 Ham 2 Combo13 Min Top -45454.01 -36733.63 -6512.33 Ham 2 Combo13 Min Bottom -45565.27 -35367.20 -1619.16 Ham 2 Combo14 Max Top -42407.30 49880.02 441.89 Ham 2 Combo14 Max Bottom -43339.97 49219.16 4626.57 Ham 2 Combo14 Min Top -46001.46 -61422.26 -4935.77 h

Sinh viên thực hiện việc lọc các cặp nội lực nhằm xác định những cặp nội lực nguy hiểm nhất Những cặp này sẽ được tính toán kỹ lưỡng để bố trí thép cho vách lõi thang một cách hợp lý.

Nmax, M2 tương ứng, M3 tương ứng

M2 max, M3 tương ứng, N tương ứng

M3 max, M2 tương ứng, N tương ứng

Kết quả được sinh viên trình bày ở phụ lục tính toán bảng 13

THIẾT KẾ MÓNG

Số liệu địa chất

Bảng mô tả địa chất móng

Lớp đất Độ sâu (m) Mô tả

1 0.0 16.2  Bùn sét, màu xám đen, trạng thái chảy – dẻo chảy

2 16.2 21.6  Sét, màu xám nâu, trạng thái dẻo cứng – nửa cứng

3 21.6 29.5  Á cát, mà xám nâu – xám vàng, trạng thái nửa cứng

( Lẫn sỏi sạn laterit ở độ sâu 29.5m – 30m)

4 29.5 37  Á cát, màu xám vàng, trạng thái dẻo

5 37 55  Á cát, màu xám vàng, trạn thái dẻo

Bảng thống kê cơ lý các lớp đất

Chỉ tiêu cơ lý Lớp đất

Khối lượng riêng Gs kN m/ 3 27.19 27.14 25.56 27.20 26.62 Độ bão hòa Sr % 98 95.8 82.7 84.1 82.4

Chỉ số dẻo IP 35.5 21.83 5.97 14.10 7.44 Độ sệt IL 0.91 0.34 0.32 0.21 0.23 h

Góc ma sát trong  độ 4 52  11 42  22 51  13 15  22 52 

Hình mặt cắt hố khoan địa chất

Lựa chọn phương án thiết kế móng

Sinh viên chọn phương án cọc khoan nhồi cho công trình h

8.2.1 Cấu tạo và kích thước cọc:

Diện tích tiết diện cọc:

Cọc chủ yếu chịu lực nén, do đó cốt thép trong cọc được thiết kế theo cấu tạo Diện tích cốt thép dọc chịu lực được tính với giả thiết cốt thép dọc là 0.4%.

Chọn 1222, Asc = 38.01 (cm 2 ) để bố trí cho cọc

Cốt đai cọc khoan nhồi thường có đường kính 6 – 10, khoảng cách 200 – 300 mm, sinh viên chọn 8a200

Mũi cọc nên đặt vào lớp đất tốt tìm thấy trong địa tầng nhằm tăng thành phần sức kháng ở mũi cọc và giảm độ lún của nền

Dự kiến mũi cọc cắm vào lớp đất 5, á cát

Cao độ mũi cọc: Zm = -52m

Ngoài chiều dài tính toán, phải tính toán đến mũi cọc, đoạn chôn đầu cọc vào trong đài

 0.1÷ 0.2 m và đoạn bê tông xốp đầu cọc loại bỏ:

  thuc te tt mui bt

- Lthuc te là chiều dài thực tế của cọc;

- Ltt = 39.4m là chiều dài tính toán của cọc;

- Lmui là chiều dài mũi cọc, lấy bằng 0.5d;

- Lbt = 1m là chiều dài đoạn bê tông đầu cọc đập bỏ

Xác định sức chịu tải của cọc

Hình địa tầng và cao độ đặt cọc h

8.3.1 Sức chịu tải theo cường độ vật liệu:

Sức chịu tải của cọc theo vật liệu được xác định như sau:

- cb = 0.85 là hệ số điều kiện làm việc (Mục 7.1.9, TCVN 10304 – 2014);

Hệ số cb ’ = 0.9 phản ánh phương pháp thi công cọc Trong các loại đất, việc khoan và đổ bê tông được thực hiện trong điều kiện khô, sử dụng ống vách chuyên dụng hoặc guồng xoắn rỗng ruột.

- Rb = 17 (MPa) là cường độ tính toán về nén của bê tông;

  là diện tích tiết diện ngang cọc;

- Rs = 350 (MPa) là cường độ chịu kéo cốt thép CB400 –V;

(m 2 ) là diện tích cốt thép trong cọc;

-  là hệ số giảm khả năng chịu lực do ảnh hưởng của uốn dọc

A là bán kính quán tính;

(m 4 ) là moment quán tính của tiết diện ngang cọc

Mục 7.1.8, TCVN 10304 – 2014 có quy định: 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 được xác định theo công thức: h

- l0 = 0 là chiều dài đoạn cọc kể từ đáy đài cao tới cao độ san nền Vì móng công trình là đài thấp nên l0 = 0;

-  là hệ số biến dạng

Hệ số biến dạng  được xác định theo công thức:

- k là hệ số tỷ lệ, tính bằng kN/m 4 , được lấy phụ thuộc vào loại đất bao quanh cọc theo Bảng A.1, TCVN 10304 – 2014: k = 12000(kN / m ) 4

- Eb = 32.5×10 6 (kPa) là module đàn hồi của vật liệu làm cọc, tính bằng kPa;

(m 4 ) là moment quán tính của tiết diện ngang cọc, tính bằng m 4 ;

Chiều rộng quy ước của cọc (bp) được tính bằng mét, với công thức bp = d + 1 cho cọc có đường kính tối thiểu 0.1m; trong các trường hợp khác, bp được xác định bằng công thức bp = 1.5d + 0.5 (m).

- c = 3 là hệ số điều kiện làm việc lấy theo A.2

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

Mục 7.2.3 Sức chịu tải của cọc treo đóng hoặc ép nhồi, cọc khoan nhồi và cọc ống nhồi bê tông, có quy định: Sức chịu tải trọng nén Rc,u tính bằng kN, của cọc đóng hoặc ép nhồi và cọc khoan nhồi mở hoặc không mở rộng mũi và cọc ống moi đất và nhồi bê tông vào bên trong, được xác định theo công thức:

- c = 1 là hệ số điều kiện làm việc của cọc trong đất;

- cf là hệ số điều kiện làm việc của đất trên thân cọc (xem Bảng 5 – TCVN 10304

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

- qb là cường độ sức kháng của đất dưới mũi cọc;

  là diện tích tiết diện ngang của cọc lấy bằng diện tích tiết diện ngang của cọc (trường hợp không mở rộng mũi);

- u d    1 3.14(m)là chu vi tiết diện ngang thân cọc;

- fi là cường độ sức kháng trung bình của lớp đất thứ “i” trên thân cọc (xem Bảng

- li là chiều dài đoạn cọc nằm trong lớp đất thứ “i”

Lớp Phân lớp Z trên Z dưới Z i Loại đất I L f i

1 12.6 14.6 13.6 Bùn sét, trạng thái chảy – dẻo chảy

1 16.2 18.2 17.2 Sét, trạng thái dẻo cứng – nửa cứng

Lớp Phân lớp Z trên Z dưới Z i Loại đất I L f i

1 29.5 31.5 30.5 Á sét, trạng thái nửa cứng

Đối với đất hòn vụn thô lẫn cát và đất cát ở nền cọc đóng hoặc ép nhồi, cũng như cọc khoan nhồi có hoặc không mở rộng mũi, và cọc ống khi hạ moi hết lõi đất bên trong, q b được xác định theo công thức cụ thể.

Các hệ số không thứ nguyên 1, 2, 3 và 4 phụ thuộc vào trị số góc ma sát trong tính toán I của nền đất, theo Bảng 6 – TCVN 10304 – 2014, và được nhân với hệ số chiết giảm 0.9 Cụ thể, với trị số góc ma sát  = 22° 52', các giá trị tương ứng là 1 = 8.756 (giảm còn 7.88) và 2 = 17.112 (giảm còn 15.4).

- ’I = 15 (kN/m 3 ) là dung trọng tính toán của nền đất dưới mũi cọc (có xét đến tác dụng đẩy nổi trong đất bão hoà nước); h

 là dung trọng tính toán trung bình (tính theo các lớp) của đất nằm trên mũi cọc (có xét đến tác động đẩy nổi trong đất bão hoà nước);

- d = 1 (m) là đường kính cọc đóng hoặc ép nhồi, cọc khoan nhồi và cọc ống, đường kính phần mở rộng (cho cọc có mở rộng mũi)

- h = 52 (m) là chiều sâu hạ cọc, kể từ mặt đất tự nhiên hoặc mặt đất thiết kế

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

Phụ lục G, TCVN 10304 – 2014, xác định sức chịu tải của cọc theo các chỉ tiêu cường độ của đất nền như sau:

- qp là cường độ sức kháng của đất dưới mũi cọc

(m 2 ) là diện tích tiết diện ngang của cọc lấy bằng diện tích tiết diện ngang của cọc (trường hợp không mở rộng mũi)

- u d    1 3.14(m) là chu vi tiết diện ngang thân cọc

- fi là cường độ sức kháng trung bình của lớp đất thứ “i” trên thân cọc

- li là chiều dài đoạn cọc nằm trong lớp đất thứ “i”

Cường độ sức kháng của đất dưới mũi cọc được xác định theo công thức G.2:

- N ’ q = 60 là hệ số sức chịu tải của đất dưới mũi cọc (xem Bảng G.1 – TCVN 10304

- N ’ c = 6 là hệ số sức chịu tải của đất dưới mũi cọc (đối với cọc khoan nhồi đường kính lớn);

- Xác định độ sâu giới hạn ZL dựa vào tỉ số ZL/d ở bảng G1, với trạng thái đất chặt vừa, ta có: Z L /d  8 Z L   8 1 8( )m h

Nếu chiều sâu mũi cọc nhỏ hơn ZL thì q '  ,p lấy theo giá trị bằng áp lực lớp phủ tại độ sâu mũi cọc;

Nếu chiều sâu mũi cọc lớn hơn ZL thì lấy giá trị q '  ,p bằng áp lực lớp phủ tại độ sâu ZL; l

Xác định cường độ sức kháng trung bình f i Đối với đất dính: i u,i f =  ×c

- cu,i là cường độ sức kháng không thoát nước của lớp đất thứ i, c u,i = 6.25 N c,i ;

Hệ số α phụ thuộc vào đặc điểm lớp đất trên lớp dính, loại cọc, phương pháp hạ cọc, cố kết của đất trong quá trình thi công và phương pháp xác định cu Nếu thiếu thông tin đầy đủ, có thể tham khảo hệ số α trên biểu đồ Hình G.1.

Phụ lục A của tiêu chuẩn AS 2159 – 1978)

Biểu đồ xác định hệ số  Đối với móng thường

Lớp đất Trạng thái Loại đất l i

Bùn sét, trạng thái nhão

Sét pha, trạng thái dẻo cứng – nử cứng

Sét, trạng thái nửa cứng

Tổng 702.53 Đối với móng hố pít

Sét pha, trạng thái dẻo cứng – nử cứng

Tổng 686.91 Đối với đất rời:

Hệ số áp lực ngang của đất lên cọc, ký hiệu là ki, phụ thuộc vào loại cọc được sử dụng, bao gồm cọc chuyển vị như cọc đóng và cọc ép, cũng như cọc thay thế như cọc khoan nhồi hoặc Barrette Để xác định hệ số này, cần tham khảo Bảng G.1 trong TCVN.

-  ' v, z là ứng suất pháp hiệu quả theo phương đứng trung bình trong lớp đất thứ i;

- i là góc ma sát giữa đất và cọc, thông thường đối với cọc bê tông i lấy bằng góc ma sát trong của đất i

Khi tính toán sức kháng trên thân cọc ở đoạn có độ sâu lớn hơn hoặc bằng ZL, cường độ sức kháng trên thân cọc sẽ bị giới hạn bởi giá trị:  ' v,Zi =  ' v,ZL.

Theo TCVN 10304 – 2014, tại mục G.2.2, cường độ sức kháng của thân cọc tăng lên khi độ sâu tăng Tuy nhiên, sự tăng trưởng này chỉ xảy ra đến một độ sâu giới hạn ZL nhất định, khoảng 15 mét.

20 lần đường kính cọc, d, rồi thôi không tăng nữa Vì vậy cường độ sức kháng trên thân cọc trong đất rời có thể tính như sau:

Trên đoạn cọc có độ sâu nhỏ hơn ZL: f = k i i  ' v,Z ;

Trên đoạn cọc có độ sâu bằng và lớn hơn ZL: f = k i i  ' v,ZL

Lớp đất Trạng thái Loại đất l i   v, z ’  i k i f i f i  l i m kN/m 3 kN/m 2 Độ kN/m 2 kN/m

3 Đất rời Á cát, trạng thái dẻo

5 Đất rời Á cát, trạng thái dẻo

  đối với móng hố pít h

Xác định cường độ sức kháng mũi: p b b

Vậy sức chịu tải của cọc thường theo chỉ tiêu cường độ đất nền: c, u p f

Vậy sức chịu tải của cọc hố pit theo chỉ tiêu cường độ đất nền: c, u p f

8.3.4 Sức chịu tải theo kết quả thí nghiệm xuyên tiêu chuẩn SPT:

Công thức của Viện kiến trúc Nhật Bản (Mục G.3.2, TCVN 10304 – 2014):

- qp là cường độ sức kháng của đất dưới mũi cọc (đối với đất rời)

Mà Np = là chỉ số SPT trung bình khoảng 4d phía trên và 1d phía dưới mũi cọc b p q = 150 N = 150× 41.5 = 6225

 (kPa) (Áp dụng cho cọc khoan nhồi)

(m 2 ) là diện tích tiết diện ngang của cọc lấy bằng diện tích tiết diện ngang của cọc (trường hợp không mở rộng mũi)

- u d    1 3.14(m)là chu vi tiết diện ngang thân cọc

- fc,i, fs,i lần lượt là cường độ sức kháng trung bình trên đoạn cọc nằm trong lớp đất dính, rời thứ “i”

- lc,i, ls,i lần lượt là chiều dài đoạn cọc nằm trong lớp đất dính, rời thứ “i”

Xác định cường độ sức kháng trung bình trên đoạn cọc Đối với cọc nằm trong lớp đất rời: s,i s,i f = 10 N

Trong đó: Ns,i là chỉ số SPT trung bình trong lớp đất rời thứ “i” Đối với cọc nằm trong lớp đất dính: s,i p L u,i f =  f c

- p xác định theo biểu đồ Hình G.2a, TCVN 10304 – 2014;

- fL là hệ số điều chỉnh theo độ mảnh h/d của cọc đóng Đối với cọc khoan nhồi fL = 1;

- cu,i là cường độ sức kháng cắt không thoát nước của đất dính: c u,i = 6.25 N c,i h

Hình 8 1 Biểu đồ xác định hệ số  p và f L

Sức kháng bên đối với đất dính: Đối với cọc thường

Bùn sét, trạng thái nhão 3.6 70.16 5 31.25 0.89 1 27.81 100.16

Sét pha, trạng thái dẻo cứng – nửa cứng

Sét, trạng thái nửa cứng 7.5 250.42 20 125 0.83 1 103.75 778.13

103 Đối với cọc hố pít

Sét pha, trạng thái dẻo cứng – nửa cứng

Sức kháng bên đối với đất rời:

3 Đất rời Á Cát, trạng thái chặt vừa 7.9 25 83.33 658.31

5 Đất rời Á cát, trạng thái chặt vừa 15 34 113.33 1700.00

Vậy sức chịu tải của cọc theo kết quả thí nghiệm xuyên tiêu chuẩn SPT của cọc thường:

Vậy sức chịu tải của cọc theo kết quả thí nghiệm xuyên tiêu chuẩn SPT của cọc hố pit:

Xác định sức chịu tải thiết kế cọc

Bảng tổng hợp sức chịu tải cọc

Sức chịu tải Kết quả R c,u (kN)

Cọc thường Cọc hố pit

Chỉ tiêu cơ lý của đất nền 9012.33 9012.33

Chỉ tiêu cường độ của đất nền 12225.93 12175.88

Kết quả thí nghiệm SPT 15752.03 15533.58

Sức chịu tải cho phép:

- 0 = 1.15 là hệ số điều kiện làm việc, kể đến yếu tố tăng mức độ đồng nhất của nền đất khi sử dụng móng cọc trong móng nhiều cọc;

- n = 1.15 là hệ số tin cậy về tầm quan trọng của công trình, tương ứng với tầm quan trọng của công trình cấp II (Phụ lục F, TCVN 10304 – 2014);

Hệ số tin cậy theo đất (k) cho cọc treo chịu tải trọng nén trong móng cọc đài thấp, với đáy nằm trên lớp đất biến dạng lớn, được xác định là 0.95.

Giá trị tiêu chuẩn sức chịu tải cọc: Rc,k = min (Rc, u) = 9012.33 (kN)

Sức chịu tải cho phép: c,a 0 c,k n k

Hệ số tin cậy theo đất với trường hợp cọc treo chịu nén

Móng có ít nhất 21 cọc 1.40 6437.38

Sức chịu tải thiết kế: R c,d  R c,a h

Xác định độ lún của cọc đơn

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

 G l Độ cứng của cọc được xác định theo công thức:

- G 1  0.4 E 0  7912.81( kN / m 2 ) giá trị đặc trưng trung bình của toàn bộ lớp đất hạ cọc

- G 2  5472.24( kN m / 2 ) được lấy trong phạm vi 0.5l , từ độ sâu l đến 1.5l

-  là độ cứng tương đối của cọc:

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

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

-  ’ giống như  ’ nhưng đối với trường hợp nền đồng nhất có đặc trưng G1 và 1:

THIẾT KẾ MÓNG M1 (P1)

Story Output Case FZ QX QY MX MY kN kN kN kNm kNm

HAM 2 Combo8 16478.21 -106.07 29.38 21.72 -114.93 Nmax HAM 2 Combo7 Max 14379.16 -74.64 25.85 -81.63 277.83 Mx max HAM 2 Combo7 Min 13073.99 -58.11 27.72 -77.96 302.67 My max

8.7.2 Chọn số lượng cọc và bố trí cọc:

Chọn số lượng cọc: tt c c,d

8.7.3 Kiểm tra phản lực đầu cọc:

8.7.4 Kiểm tra cọc làm việc theo nhóm:

Hệ số nhóm cọc  được tính theo công thức Converse – Labarre: h

- n1 = 2 là số hàng cọc trong nhóm;

- n2 = 2 là số cọc trong một hàng;

- d = 1000 (mm) là đường kính cọc;

- s = 3 (m) là khoảng cách 2 cọc tính từ tim cọc

Qnhom = 20272.5 (kN) > N tt max 478.21 (kN)

Thỏa điều kiện cọc làm việc theo nhóm

8.7.5: Kiểm tra ổn định đất nền dưới đáy khối quy ước:

Góc ma sát trong trung bình của các lớp đất mà cọc đi qua:

Kích thước khối móng quy ước:

Trọng lượng khối móng quy ước: W qu = P coc+dai + P dat

- Pcoc+dai là trọng lượng cọc và đài móng;

- Pdat là khối lượng đất trong khối móng quy ước

Xác định trọng lượng cọc và đài:

    coc+dai coc dai betong

Xác định trọng lượng các lớp đất khối móng quy ước:

' dat qu qu qu tb

 W qu = P coc+dai + P dat = 11592.81 + 42152.68 = 53745.5(kN)

Tải trọng tiêu chuẩn tác dụng lên khối móng quy ước: h

     Độ lệch tâm: tc x -3 x tc

N 68074.38 Áp lực tiêu chuẩn tại đáy khối móng quy ước: tc tc x y max qu qu qu qu

  tc tc x y min qu qu qu qu

  tc tc tc max min tb

Khả năng chịu tải của nền dưới đáy khối móng quy ước:

II tc qu II II II II 0 m × m

Hệ số điều kiện làm việc của nền đất được xác định là m1 = 1.2, trong khi hệ số điều kiện làm việc của nhà hoặc công trình là m2 = 1.1 Hai hệ số này có tác dụng qua lại với nền, theo quy định trong Mục.

- k tc = 1.1 là hệ số tin cậy;

- A = 0.66, B = 3.62, D = 6.21 là các hệ số không thứ nguyên lấy theo Bảng 14, TCVN 9362 – 2012, phụ thuộc vào trị tính toán của góc ma sát trong II;

- II = 18.62 (kN/m 3 ) là dung trọng tự nhiên của đất phía dưới đáy khối móng quy ước;

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

- cII = 7.9 là lực dính của đất nằm trực tiếp dưới đáy khối móng quy ước;

- h0 1 (m) là chiều sâu đến nền tầng hầm;

- h = Hqu = 41.9 (m) là chiều sâu đặt móng so với cốt quy định bị bạt đi hoặc đắp thêm;

Thỏa điều kiện: tc max II tc min tc tb II

 Vậy nền đất dưới đáy khối móng quy ước thỏa điều kiện về ổn định

8.7.6 Kiểm tra lún cho móng: Độ lún móng khối quy ước theo phương pháp tổng phân tố :

        Áp lực gây lún tại đáy khối móng quy ước:

Chia đất thành từng phân tố với bề dày h i 1m

110 Tổng lún: S S i 2.75( cm )  S 8( cm ) Thõa mãn điều kiện gây lún

Kiểm tra xuyên thủng các cọc nằm ngoài đường bao chọc thủng 0

 Không có cọc nào nằm ngoài đường bao chọc thủng nên ta không cần kiểm tra thủng cho đài

8.7.8 Tính toán cốt thép đài:

Giả thiết a gt 200(mm)h 0 h d a gt 2.50.22.3( )m Áp dụng công thức: m 2 b 0

Hàm lượng cốt thép: s b min max R

Biểu đồ momen momen theo phương X

Biểu đồ momen theo phương Y h

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

Nội lực móng M2: (P2)

HAM 2 Combo8 16451.11 -99.91 -26.45 -29.54 -62.09 Nmax HAM 2 Combo7 Max 15847.45 -92.78 -26.23 57.74 277.83 My max HAM 2 Combo10 16105.03 -103.8 -27.59 58.76 266.15 Mx max

8.8.3 Kiểm tra phản lực đầu cọc: h

Hệ số nhóm cọc  được tính theo công thức Converse – Labarre:

Qnhom = 20272.5 (kN) > N tt max 451.11 (kN)

' dat qu qu qu tb

 W qu = P coc+dai + P dat = 11592.81 + 42152.68 = 53745.5(kN)

Tải trọng tiêu chuẩn tác dụng lên khối móng quy ước: tt tc qu

      Độ lệch tâm: tc x -3 x tc

Hệ số điều kiện làm việc của nền đất được xác định là m1 = 1.2, trong khi hệ số điều kiện làm việc của nhà hoặc công trình là m2 = 1.1 Hai hệ số này có tác dụng qua lại với nền đất, theo quy định tại Mục.

- II = 18.62 (kN/m 3 ) là dung trọng tự nhiên của đất phía dưới đáy khối móng quy ước; h

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

Vậy nền đất dưới đáy khối móng quy ước thỏa điều kiện về ổn định

Tổng lún: S S i 2.23( cm )  S 8( cm ) Thõa mãn điều kiện gây lún

Biểu đồ momen theo phương X

Biểu đồ momen theo phương Y

HAM 2 Combo8 -20366.4 -210 -6.36 -7.16 170.15 Nmax HAM 2 Combo8 min -20288.1 210.03 -6.36 13.57 -522.96 My max HAM 2 Combo10 -19785 -224.2 -7.47 14.61 -515.16 Mx max

Hình phản lực đầu cọc

Qnhom = 23287.5 (kN) > N tt max = 20366.4 (kN)

' dat qu qu qu tb

 W = P qu coc+dai + P dat = 14649.78 + 54611.61 = 69261.38(kN)

1.15  1.15     Độ lệch tâm: tc x -4 x tc

Hệ số điều kiện làm việc của nền đất được xác định là m1 = 1.2, trong khi hệ số điều kiện làm việc của nhà hoặc công trình là m2 = 1.1 Những hệ số này có tác dụng qua lại với nền, theo quy định trong Mục.

- h = Hqu = 41.9 (m) là chiều sâu đặt móng so với cốt quy định bị bạt đi hoặc đắp thêm; h

Hình đường bao xuyên thủng h o /2 Điều kiện chống xuyên thủng:

, , ym 1 xt xm cx bx u by u

- Fxt là lực xuyên thủng, bằng tổng phản lực các cọc nằm ngoài tháp chống xuyên;

- Fcx là lực chống xuyên

- Mx và My là các moment uốn tập trung theo các trục x và y

- Mbx,u và Mby,u là các moment tập trung giới hạn

Tổng số lượng cọc nằm ngoài đường bao thủng: h

- Rbt = 1.15 (MPa) là cường độ chịu kéo của bê tông;

- h0 = hđài – a = 3 – 0.2 = 2.8 (m) là chiều cao tính toán của móng;

Vậy thỏa điều kiện chống xuyên thủng Điều kiện chịu cắt đài cọc:

Xác định Q b,1 : Xét trường hợp cọc P1, P2, P3 gây ra lực cắt lớn nhất

 Vậy thỏa điều kiện chịu cắt

Biểu đồ momen theo phương X h

FZ QX QY MX MY kN kN kN kNm kNm

HAM 2 Combo8 -22777.5 -160.6 -13.11 -2136.3 -179.49 Nmax HAM 2 Combo7 -19365.6 -122.3 -13.38 -752.76 360.74 My max HAM 2 Combo11 -21854.4 -142.7 -16.92 -2404.9 -209.17 Mx max

Qnhom = 24657.3 (kN) > N tt max = 22777.5 (kN)

' dat qu qu qu tb

 W = P qu coc+dai + P dat = 14649.78 + 54611.61 = 69261.38(kN)

      Độ lệch tâm: tc x x tc

131 tc tc tc max min tb

Hệ số điều kiện làm việc của nền đất được xác định là m1 = 1.2, trong khi hệ số điều kiện làm việc của nhà hoặc công trình là m2 = 1.1 Hai hệ số này có tác dụng qua lại với nền, theo quy định tại Mục.

Hình ảnh đường bao thủng

THIẾT KẾ MÓNG LÕI THANG

8.11.1 Nội lực móng lõi thang:

FZ QX QY MX MY kN kN kN kNm kNm

HAM 2 Combo2 143052 277.1 101.8 48833.2 -19631.79 Nmax HAM 2 Combo12 126913 -2107.5 -158.8 -42065.1 -105539.72 My max HAM 2 Combo11 128527 -1067.4 325.2 -71409.7 -63823.82 Mx max

Qnhom = 151833.6 (kN) > N tt max 3052 (kN)

Thỏa điều kiện cọc làm việc theo nhóm h

' dat qu qu qu tb

 W = P qu coc+dai + P dat = 64632.78 +198375.85 = 263008.63(kN)

     Độ lệch tâm: tc x x tc

N 387401.67 Áp lực tiêu chuẩn tại đáy khối móng quy ước: h

139 tc tc x y max qu qu qu qu

Hệ số điều kiện làm việc của nền đất được xác định là m1 = 1.2, trong khi hệ số điều kiện làm việc của nhà hoặc công trình là m2 = 1.1 Hai hệ số này có tác dụng qua lại với nền, ảnh hưởng đến sự ổn định và an toàn của công trình.

 Vậy nền đất dưới đáy khối móng quy ước thỏa điều kiện về ổn định h

Tổng lún: S S i 0.19( cm )  S 8( h cm ) Thõa mãn điều kiện gây lún

8.11.7 Kiểm tra xuyên thủng: Điều kiện chống xuyên thủng:

, , ym 1 xt xm cx bx u by u

- Fxt là lực xuyên thủng, bằng tổng phản lực các cọc nằm ngoài tháp chống xuyên;

- Fcx là lực chống xuyên

- Mx và My là các moment uốn tập trung theo các trục x và y

- Mbx,u và Mby,u là các moment tập trung giới hạn

Tổng số lượng cọc nằm ngoài đường bao thủng: xt i

- h0 = hđài – a = 3 – 0.2 = 2.8 (m) là chiều cao tính toán của móng; h

Vậy thỏa điều kiện chống xuyên thủng Điều kiện chịu cắt đài cọc:

Xác định Q b,1 : Xét trường hợp cọc P6, P12, P18, P24, P30, P36 gây ra lực cắt lớn nhất Xét khoảng cách a1.4( )m 2.5h 0 2.5 2.8 7( )m

 Vậy thỏa điều kiện chịu cắt

Giả thiết a gt 200(mm)h 0 h d a gt  3 0.22.8( )m Áp dụng công thức: m 2 b 0

Biểu đồ momen momen theo phương X

THIẾT KẾ SÀN TẦNG ĐIỂN HÌNH BẰNG VRO BOX

Sơ bộ kích thước sàn

Chiều dày có liên quan đến kích thước của VRO BOX, thiên về an toàn sinh viên chọn theo catolog của Công ty CPXD VRO

Công trình có nhịp 9m Sinh viên chọn hộp có kích thước: 52x52x20 (cm)

Chiều dày lớp bê tông trên và dưới

Hệ số giảm trọng lương mm mm mm mm mm m 3 %

Các nguyên lý thiết kế

- Mô hình kết cấu dạng hộp rỗng

- Mô hình kết cấu dạng thanh

- Mô hình sàn phẳng tương đương h

9.2.1 Mô hình kết cấu dạng rỗng hộp:

Dùng các phần mềm tính toán như ROBOT,… Để định nghĩa hộp rỗng

9.2.2 Mô hình kết cấu dạng khung:

Dùng các phần mềm tính toán như ETABS, SAP2000,… Để mô hình sàn dưới dạng các dầm chữ I

9.2.3 Mô hình sàn phẳng tương đương:

Phương pháp quy đổi tiết diện, trọng lượng và độ cứng của sàn rỗng sang sàn thường giúp tối ưu hóa quá trình tính toán Sau khi quy đổi, các số liệu này có thể được sử dụng để tính toán như một sàn phẳng thông thường, đảm bảo tính chính xác và hiệu quả trong thiết kế kết cấu.

148 Ở đồ án này sinh viên sử dụng phương pháp mô hình sàn phẳng tương đương trong phần mềm SAFE để tính toán nội lực trong sàn

Quy đổi thông số

Chiều dày sàn Chiều cao hộp Khoảng cách hộp Bê tông trên và dưới cm cm cm cm

Thể tích hộp xốp: V hop  0.52 0.52 0.2 0.05408(    m 3 )

9.3.3 Quy đổi trọng lượng riêng của bê tông:

Mập độ hộp trên 1m 2 sàn: 1

Chiều dày qui đổi : 32 0.05408 2.44 100 18.8    (cm)

Trọng lượng riêng qui đổi: 0.00752 3

9.3.4 Quy đổi độ cứng của bê tông:

Thông số kích của của phần bê tông h

149 b (cm) h (cm) bs (cm) hc trên (cm) hc dưới (cm) h' (cm)

Momen quán tính của tiết diện chư nhật b h  :

Momen quán tính cho tiết diện chữ nhật b f  h ' :

Momen quán tính cho tiết diện chữ I:

Nội lực xuất ra từ etabs

Tính toán cốt thép cho sàn

9.5.1 Thông số vật liệu sử dụng:

Bê tông B35: R b  19.5( MPa ); R bt  1.3( MPa ); E b  34500( MPa );

Sàn được xem như liên kết bởi nhiều dầm chữ I

Việc tính toán cốt thép cho dầm chữ I tương tự như dầm tiết diện chữ T, trong đó phần cánh nằm trong vùng chịu nén và cũng tham gia vào việc chịu nén.

Thông số tiết diện chữ I: Ở bài toán này sinh viên thực hiện bài toán ngược, chọn thép, tính toán momen và đi kiểm tra: h

Chọn  10 200 a có diện tích thép trên hình chữ I:

Xác định chiều cao vùng nén: , 251 350 7.03( )

 Giá trị momen trên tiết diện chữ I:

Giá trị momen trên tiết diện chữ nhật:

 Kiểm tra thép trên phần mềm SAFE:

Biểu đồ màu momen 1 – 1 lớp dưới h

Biểu đồ màu momen 1 – 1 lớp trên h

Biểu đồ màu momen 2 – 2 lớp trên

- Đối với phần momen dương:

Sinh viên chọn thép, tính toán momen trên bề rộng 1m và đi kiểm tra:

Chọn  10 200 a có diện tích cốt thép:

Giá trị momen trên bề rộng 1m:

- Đối với phần momen âm:

Chọn  12 100 a có diện tích cốt thép:

 Giá trị momen trên bề rộng 1m:

 Kiểm tra thép trên phần mềm SAFE:

Kiểm tra chọc thủng cho mũ cột

Điều kiện chống xuyên thủng khi không có cốt ngang chịu lực tập trung: lực cắt trong sàn

- F là lực tập trung do ngoại lực

- Fb.u là lực tập trung giới hạn mà bê tông có thể chịu được

Vậy thõa điều kiện chọc thủng mũ cột Điều kiện chịu cắt của mũ cột:

Xác định Q b,1 : Lực cắt lớn nhất trong mũ cột gây ra do ngoại lực

 Vậy thỏa điều kiện chịu cắt h

Kiểm tra chuyển vị

Độ võng giới hạn theo phương đứng của sàn tầng điển hình theo bảng M.1 TCVN 5574

Theo kết quả phân tích của phần mềm SAFE, độ võng toàn phần của sàn: h

     Thõa mãn điều kiện độ võng.

So sánh với phương án sàn dầm truyền thống

Chuyển vị đối với sàn dầm truyền thống:

Chuyển vị đối với sàn VRO BOX:

Phần trăm chênh lệch về động võng:

Vậy đối với việc sử dụng sàn VRO BOX có thể giảm võng được 20% so với sàn dầm truyền thống

9.8.2 So sánh khối lượng bê tông:

 Bê tông trong sàn VRO BOX: Dày 320 mm

Diện tích sàn chứa hộp xốp: S r x 366.56(m 2 )

Thể tích bê tông trong sàn chứa hộp xốp: V r x 215.41(m 3 )

Diện tích mũ cột: S r mc 212.24(m 2 )

Thể tích bê tông trong mũ cột dày 320 mm : V r mc 67.917(m 3 )

 Tổng thể tích bê tông V r V r x V r mc 215.41 67.917 283.32(m 3 )

 Bê tông trong sàn dầm truyền thống: Dày 160 mm

Diện tích sàn truyền thống: S t 1364.76(m 2 )

Thể tích bê tông trong sàn truyền thống: V t s 218.363(m 3 )

Tổng thể tích bê tông trong hệ kết cấu dầm: V d 115.896(m 3 )

 Tổng thể tích bê tông V t V t s V d 218.363 115.896 334.259(m 3 )

Phần trăm chênh lệch về bê tông:

Vậy đối với việc sử dụng sàn VRO BOX có thể giảm được 15.23% so với sàn dầm truyền thống h

Bảng 1 tính thép sàn tầng điển hình

Nội lực Kích thước tiết diện Diện tích thép Bố trí thép

Slab M3 b h a As m d @ As m kNm (m) (m) (m) (cm2) (%) (thanh) (mm) (cm2) (%)

Slab M3 b h a As m d @ As m kNm (m) (m) (m) (cm2) (%) (thanh) (mm) (cm2) (%) Nhịp 12.63 1 0.16 0.02 3.53 0.22 10 200 3.927 0.245 Gối -29.22 1 0.16 0.02 8.36 0.52 12 130 8.700 0.544

Slab M3 b h a As m d @ As m kNm (m) (m) (m) (cm2) (%) (thanh) (mm) (cm2) (%) Gối -29.22 1 0.16 0.02 8.36 0.52 12 130 8.700 0.544 Nhịp 15.33 1 0.16 0.02 4.30 0.27 10 150 5.236 0.327 Gối -31.58 1 0.16 0.02 9.07 0.57 12 100 11.310 0.707

Bảng 2 tính thép dầm trục 4 (tầng 1 đến tầng 3)

Beam M3 b h a As μ% Chon thep Ascho n kN.m cm cm cm cm² CL GC cm²

Bảng 3 tính thép dầm trục 4 (tầng 4 đến tầng 23)

Beam M3 b h a As μ% Chon thep Aschon kN.m cm cm cm cm² CL GC cm²

Bảng 4 tính thép dầm trục D (tầng 1 đến tầng 3)

Bảng 5 tính thép dầm trục D (tầng 4 đến tầng 23)

=As_right μ_left= μ_right B_mid As_mid μ_mid Thép vùng biên

As_chon kN kN.m kN.m m cm c m cm cm² % cm cm² %

Tang 23 P1 -115.76 96.9061 1038.25 3.3 250 40 50 14.17 0.71 150 -351.91 -5.87 10ỉ14 15.38 Tang 22 P1 -430.22 73.8617 973.00 3.3 250 40 50 11.44 0.57 150 -346.2 -5.77 8ỉ14 12.30 Tang 21 P1 -774.88 79.2516 1098.73 3.3 250 40 50 11.27 0.56 150 -339.94 -5.67 8ỉ14 12.30 Tang 20 P1 -1140.73 77.4824 1163.77 3.3 250 40 50 10.11 0.51 150 -333.3 -5.55 8ỉ14 12.30 Tang 19 P1 -1505.94 77.2365 1214.16 3.3 250 40 50 8.74 0.44 150 -326.67 -5.44 8ỉ14 12.30 Tang 18 P1 -1868.97 76.5274 1270.77 3.3 250 40 50 7.47 0.37 150 -320.08 -5.33 8ỉ14 12.30 Tang 17 P1 -2217.86 75.448 1269.67 3.3 250 40 50 5.46 0.27 150 -313.75 -5.23 8ỉ14 12.30 Tang 16 P1 -2562.08 74.7525 1262.81 3.3 250 40 50 3.4 0.17 150 -307.5 -5.12 8ỉ14 12.30 Tang 15 P1 -2902.68 74.0224 1292.46 3.3 250 40 50 1.88 0.09 150 -301.31 -5.02 8ỉ14 12.30 Tang 14 P1 -3231.63 73.1545 1307.02 3.3 250 40 50 0.21 0.01 150 -295.34 -4.92 8ỉ14 12.30 Tang 13 P1 -5512.18 -88.8201 -1028.19 3.3 250 40 50 -69.09 -3.45 150 -253.94 -4.23 8ỉ14 12.30 Tang 12 P1 -6028.01 -89.5842 -1038.77 3.3 250 40 50 -65.81 -3.29 150 -244.57 -4.08 8ỉ14 12.30 Tang 11 P1 -6543.75 -90.3374 -1051.08 3.3 250 40 50 -62.5 -3.13 150 -235.21 -3.92 8ỉ14 12.30 Tang 10 P1 -7057.09 -91.0516 -1069.01 3.3 250 40 50 -59.12 -2.96 150 -225.89 -3.76 8ỉ14 12.30 Tang 9 P1 -7565.07 -91.8542 -1097.21 3.3 250 40 50 -55.62 -2.78 150 -216.67 -3.61 8ỉ14 12.30 Tang 8 P1 -8063.72 -92.4038 -1139.27 3.3 250 40 50 -51.97 -2.6 150 -207.62 -3.46 8ỉ14 12.30 Tang 7 P1 -8546.35 -93.2369 -1198.88 3.3 250 40 50 -48.15 -2.41 150 -198.86 -3.31 8ỉ14 12.30 Tang 6 P1 -9012.36 -93.879 -1294.67 3.3 250 40 50 -43.88 -2.19 150 -190.4 -3.17 8ỉ14 12.30 Tang 5 P1 -9414.28 -99.0407 -1392.48 3.3 250 40 50 -39.97 -2 150 -183.1 -3.05 8ỉ14 12.30 Tang 4 P1 -9819.63 -78.4597 -1924.95 3.3 250 40 50 -29.46 -1.47 150 -175.74 -2.93 8ỉ14 12.30 Tang 3 P1 -10127.02 -49.8715 -2281.90 4.8 250 40 50 -22.2 -1.11 150 -170.16 -2.84 8ỉ14 12.30 Tang 2 P1 -10210.9 -63.5733 -3241.75 4.5 250 40 50 -7.17 -0.36 150 -168.64 -2.81 8ỉ14 12.30 Tang 1 P1 -10577.26 -46.7175 -2192.34 3.5 250 40 50 -20.83 -1.04 150 -161.99 -2.7 8ỉ14 12.30 Ham 1 P1 -11793.73 -65.7804 251.06 3.3 250 40 50 -42.84 -2.14 150 -139.9 -2.33 8ỉ14 12.30 h

As_chon kN kN.m kN.m m cm c m cm cm² % cm cm² %

Story Pier P M 2 M 3 H Lp Tp B_left=

As_chon kN kN.m kN.m m cm cm cm cm² % cm cm² %

Tang 23 P2 -159.85 512.27 969.41 3.3 210 40 42 15.57 0.93 126 -294.47 -5.84 12ỉ14 18.46 Tang 22 P2 -574.33 508.71 804.67 3.3 210 40 42 10.4 0.62 126 -286.94 -5.69 8ỉ14 12.31 Tang 21 P2 -994.14 509.44 918.63 3.3 210 40 42 9.94 0.59 126 -279.32 -5.54 8ỉ14 12.31 Tang 20 P2 -1419.81 510.50 974.87 3.3 210 40 42 8.47 0.5 126 -271.59 -5.39 8ỉ14 12.31 Tang 19 P2 -1852.33 510.42 1023.55 3.3 210 40 42 6.82 0.41 126 -263.74 -5.23 8ỉ14 12.31 Tang 18 P2 -2292.46 514.08 1077.71 3.3 210 40 42 5.23 0.31 126 -255.75 -5.07 8ỉ14 12.31 Tang 17 P2 -2744.48 518.69 1089.82 3.3 210 40 42 2.85 0.17 126 -247.54 -4.91 8ỉ14 12.31 Tang 16 P2 -3200.16 508.97 1097.49 3.3 210 40 42 0.38 0.02 126 -239.27 -4.75 8ỉ14 12.31 Tang 15 P2 -4444.40 -508.97 -897.75 3.3 210 40 42 -56.06 -3.34 126 -216.68 -4.3 8ỉ14 12.31 Tang 14 P2 -4955.13 -508.02 -937.30 3.3 210 40 42 -52.26 -3.11 126 -207.41 -4.12 8ỉ14 12.31 Tang 13 P2 -5473.46 -506.95 -975.13 3.3 210 40 42 -48.44 -2.88 126 -198 -3.93 8ỉ14 12.31 Tang 12 P2 -6003.64 -505.56 -1011.17 3.3 210 40 42 -44.58 -2.65 126 -188.38 -3.74 8ỉ14 12.31 Tang 11 P2 -6549.99 -503.92 -1046.32 3.3 210 40 42 -40.64 -2.42 126 -178.46 -3.54 8ỉ14 12.31 Tang 10 P2 -7116.05 -501.72 -1081.69 3.3 210 40 42 -36.58 -2.18 126 -168.18 -3.34 8ỉ14 12.31 Tang 9 P2 -7703.90 -499.87 -1118.90 3.3 210 40 42 -32.35 -1.93 126 -157.51 -3.13 8ỉ14 12.31 Tang 8 P2 -8314.21 -495.10 -1156.59 3.3 210 40 42 -27.98 -1.67 126 -146.43 -2.91 8ỉ14 12.31 Tang 7 P2 -8944.69 -493.22 -1200.22 3.3 210 40 42 -23.38 -1.39 126 -134.98 -2.68 8ỉ14 12.31 Tang 6 P2 -9596.44 -486.49 -1249.82 3.3 210 40 42 -18.54 -1.1 126 -123.15 -2.44 8ỉ14 12.31 Tang 5 P2 -10265.63 -496.42 -1294.95 3.3 210 40 42 -13.68 -0.81 126 -111 -2.2 8ỉ14 12.31 Tang 4 P2 -10944.97 -422.93 -1539.18 3.3 210 40 42 -5.17 -0.31 126 -98.67 -1.96 8ỉ14 12.31 h

As_chon kN kN.m kN.m m cm cm cm cm² % cm cm² %

Ghi chú kN kN.m kN.m m cm cm cm cm² % cm cm² %

Tang 23 P3 -583.71 -189.33 -1246.53 3.3 220 40 44 16.9 0.96 132 -300.93 -5.7 12ỉ14 18.46 Tang 22 P3 -1253.40 -97.88 -930.74 3.3 220 40 44 7.95 0.45 132 -288.77 -5.47 8ỉ14 9.23 Tang 21 P3 -1924.58 -115.88 -1044.55 3.3 220 40 44 5.96 0.34 132 -276.59 -5.24 8ỉ14 9.23 Tang 20 P3 -2597.12 -115.05 -1098.09 3.3 220 40 44 2.99 0.17 132 -264.38 -5.01 8ỉ14 9.23 Tang 19 P3 -3271.50 -116.77 -1142.05 3.3 220 40 44 -64.41 -3.66 132 -252.14 -4.78 8ỉ14 9.23 Tang 18 P3 -3948.93 -117.43 -1172.83 3.3 220 40 44 -59.78 -3.4 132 -239.84 -4.54 8ỉ14 9.23 Tang 17 P3 -4630.92 -117.12 -1209.36 3.3 220 40 44 -55.03 -3.13 132 -227.46 -4.31 8ỉ14 9.23 Tang 16 P3 -5319.23 -115.78 -1242.17 3.3 220 40 44 -50.3 -2.86 132 -214.96 -4.07 8ỉ14 9.23 Tang 15 P3 -6016.46 -113.90 -1257.33 3.3 220 40 44 -45.82 -2.6 132 -202.3 -3.83 8ỉ14 9.23 Tang 14 P3 -6726.00 -111.19 -1271.93 3.3 220 40 44 -41.27 -2.35 132 -189.42 -3.59 8ỉ14 9.23 Tang 13 P3 -7451.36 -107.65 -1281.82 3.3 220 40 44 -36.71 -2.09 132 -176.25 -3.34 8ỉ14 9.23 Tang 12 P3 -8195.69 -103.24 -1286.47 3.3 220 40 44 -32.13 -1.83 132 -162.74 -3.08 8ỉ14 9.23 Tang 11 P3 -8961.34 -97.82 -1283.91 3.3 220 40 44 -27.54 -1.56 132 -148.84 -2.82 8ỉ14 9.23 Tang 10 P3 -10480.9 0.28 -1271.77 3.3 220 40 44 -21.7 -1.3 132 -121.25 -2.3 8ỉ14 9.23 Tang 9 P3 -11320.7 7.34 -1246.48 3.3 220 40 44 -18.24 -1.04 132 -106.01 -2.01 8ỉ14 9.23 Tang 8 P3 -12179.1 8.52 -965.34 3.3 220 40 44 -13.55 -0.77 132 -90.42 -1.71 8ỉ14 9.23 h

Tang 7 P3 -13029.4 -19.90 1004.71 3.3 220 40 44 -7.72 -0.44 132 -74.99 -1.42 8ỉ14 9.23 Tang 6 P3 -13896.2 -32.53 1045.67 3.3 220 40 44 -1.77 -0.1 132 -59.25 -1.12 8ỉ14 9.23 Tang 5 P3 -14789.0 -44.14 1103.94 3.3 220 40 44 4.63 0.26 132 -43.04 -0.82 8ỉ14 9.23 Tang 4 P3 -15714.7 -48.15 1189.01 3.3 220 40 44 11.7 0.66 132 -26.24 -0.5 8ỉ14 9.23 Tang 3 P3 -16684.9 0.47 1383.03 4.8 220 40 44 20.9 1.19 132 -8.63 -0.16 14ỉ14 21.54 Tang 2 P3 -16804.0 -72.04 -1916.06 4.5 220 40 44 29.07 1.75 132 -6.46 -0.12 20ỉ14 30.79 Tang 1 P3 -18949.8 8.18 -1568.18 3.5 220 40 44 36.68 2.15 132 32.49 0.62 24ỉ14 36.95

Tang 23 P4 -160.73 68.17 -1118.41 3.3 160 40 32 24.05 1.88 96 -223.65 -5.82 16ỉ14 24.62 Tang 22 P4 -632.53 8.83 -793.80 3.3 160 40 32 14.1 1.1 96 -215.08 -5.6 10ỉ14 15.39 Tang 21 P4 -985.11 11.28 -868.75 3.3 160 40 32 13.76 1.08 96 -208.68 -5.43 10ỉ14 15.39 Tang 20 P4 -1334.82 9.23 -884.77 3.3 160 40 32 12.12 0.95 96 -202.33 -5.27 8ỉ14 12.31 Tang 19 P4 -1679.87 8.54 -904.62 3.3 160 40 32 10.59 0.83 96 -196.07 -5.11 8ỉ14 12.31 Tang 18 P4 -2026.01 7.38 -916.24 3.3 160 40 32 8.87 0.69 96 -189.79 -4.94 8ỉ14 12.31 Tang 17 P4 -2376.52 6.68 -930.71 3.3 160 40 32 7.19 0.56 96 -183.42 -4.78 8ỉ14 12.31 Tang 16 P4 -2164.92 -16.15 801.17 3.3 160 40 32 5.51 0.43 96 -187.26 -4.88 8ỉ14 12.31 Tang 15 P4 -2429.55 -16.43 811.24 3.3 160 40 32 4.22 0.33 96 -182.46 -4.75 8ỉ14 12.31 Tang 14 P4 -2688.46 -16.71 819.86 3.3 160 40 32 2.94 0.23 96 -177.76 -4.63 8ỉ14 12.31 Tang 13 P4 -2941.16 -16.99 826.56 3.3 160 40 32 1.64 0.13 96 -173.17 -4.51 8ỉ14 12.31 Tang 12 P4 -3187.93 -17.25 831.60 3.3 160 40 32 0.35 0.03 96 -168.69 -4.39 8ỉ14 12.31 h

Tang 11 P4 -4521.73 2.29 -946.44 3.3 160 40 32 -25.79 -2.01 96 -144.48 -3.76 8ỉ14 12.31 Tang 10 P4 -4884.37 1.75 -936.38 3.3 160 40 32 -23.83 -1.86 96 -137.89 -3.59 8ỉ14 12.31 Tang 9 P4 -5245.93 1.19 -919.59 3.3 160 40 32 -22.04 -1.72 96 -131.33 -3.42 8ỉ14 12.31 Tang 8 P4 -5602.90 1.09 -900.50 3.3 160 40 32 -20.33 -1.59 96 -124.85 -3.25 8ỉ14 12.31 Tang 7 P4 -5979.57 0.68 -884.64 3.3 160 40 32 -18.43 -1.44 96 -118.01 -3.07 8ỉ14 12.31 Tang 6 P4 -6318.26 0.12 -814.44 3.3 160 40 32 -18.04 -1.41 96 -111.86 -2.91 8ỉ14 12.31 Tang 5 P4 -6871.27 12.53 -705.91 3.3 160 40 32 -17.25 -1.35 96 -101.82 -2.65 8ỉ14 12.31 Tang 4 P4 -6724.60 -44.40 819.92 3.3 160 40 32 -15.45 -1.21 96 -104.49 -2.72 8ỉ14 12.31 Tang 3 P4 -7070.90 -26.71 685.54 4.8 160 40 32 -16.53 -1.29 96 -98.2 -2.56 8ỉ14 12.31 Tang 2 P4 -5512.60 -8.62 1857.12 4.5 160 40 32 9.95 0.78 96 -126.49 -3.29 8ỉ14 12.31 Tang 1 P4 -4569.29 -14.73 -1672.51 3.5 160 40 32 11.22 0.88 96 -143.61 -3.74 8ỉ14 12.31 Ham 1 P4 -1723.29 -3.68 -111.80 3.3 160 40 32 -62.45 -4.88 96 -195.28 -5.09 8ỉ14 12.31 Ham 2 P4 -1626.00 -6.08 -67.99 3.3 160 40 32 -64.08 -5.01 96 -197.05 -5.13 8ỉ14 12.31

Tang 23 P5 -491.08 151.90 -885.49 3.3 220 40 44 11.57 0.66 132 -302.61 -5.73 8ỉ14 12.31 Tang 22 P5 -1193.69 103.93 -671.80 3.3 220 40 44 4.08 0.23 132 -289.86 -5.49 8ỉ14 12.31 Tang 21 P5 -1900.95 104.30 -694.82 3.3 220 40 44 0.42 0.02 132 -277.02 -5.25 8ỉ14 12.31 Tang 20 P5 -2611.51 93.93 -705.43 3.3 220 40 44 -75.91 -4.31 132 -264.12 -5 8ỉ14 12.31 Tang 19 P5 -3326.18 85.12 -710.91 3.3 220 40 44 -71.49 -4.06 132 -251.14 -4.76 8ỉ14 12.31 Tang 18 P5 -4045.32 74.00 -715.53 3.3 220 40 44 -67.06 -3.81 132 -238.09 -4.51 8ỉ14 12.31 Tang 17 P5 -4769.11 65.81 -719.48 3.3 220 40 44 -62.61 -3.56 132 -224.95 -4.26 8ỉ14 12.31 Tang 16 P5 -5497.21 59.07 -723.15 3.3 220 40 44 -58.14 -3.3 132 -211.73 -4.01 8ỉ14 12.31 h

Tang 15 P5 -6229.82 49.79 -725.63 3.3 220 40 44 -53.67 -3.05 132 -198.43 -3.76 8ỉ14 12.31 Tang 14 P5 -6967.45 40.83 -726.10 3.3 220 40 44 -49.2 -2.8 132 -185.04 -3.5 8ỉ14 12.31 Tang 13 P5 -7710.52 31.58 -724.93 3.3 220 40 44 -44.72 -2.54 132 -171.55 -3.25 8ỉ14 12.31 Tang 12 P5 -8459.43 22.25 -721.13 3.3 220 40 44 -40.25 -2.29 132 -157.95 -2.99 8ỉ14 12.31 Tang 11 P5 -9498.51 -172.39 623.47 3.3 220 40 44 -35.64 -2.03 132 -139.09 -2.63 8ỉ14 12.31 Tang 10 P5 -10274.47 -163.72 633.79 3.3 220 40 44 -30.77 -1.75 132 -125 -2.37 8ỉ14 12.31 Tang 9 P5 -11056.31 -154.10 644.75 3.3 220 40 44 -25.85 -1.47 132 -110.81 -2.1 8ỉ14 12.31 Tang 8 P5 -11844.07 -143.68 654.22 3.3 220 40 44 -20.92 -1.19 132 -96.51 -1.83 8ỉ14 12.31 Tang 7 P5 -12636.60 -132.03 665.45 3.3 220 40 44 -15.93 -0.91 132 -82.12 -1.56 8ỉ14 12.31 Tang 6 P5 -13435.53 -119.63 675.57 3.3 220 40 44 -10.92 -0.62 132 -67.62 -1.28 8ỉ14 12.31 Tang 5 P5 -14239.61 -104.10 675.66 3.3 220 40 44 -6.06 -0.34 132 -53.02 -1 8ỉ14 12.31 Tang 4 P5 -15048.65 -98.69 799.14 3.3 220 40 44 0.96 0.05 132 -38.33 -0.73 8ỉ14 12.31 Tang 3 P5 -15585.91 -152.76 -485.98 4.8 220 40 44 -1.17 -0.07 132 -28.58 -0.54 8ỉ14 12.31 Tang 2 P5 -15715.27 -2.14 3403.56 4.5 220 40 44 47 2.8 132 -10.28 -0.19 32ỉ14 49.26 Tang 1 P5 -10269.20 9.12 -3908.50 3.5 220 40 44 24.07 1.4 132 -125.1 -2.37 16ỉ14 24.63 Ham 1 P5 -3877.11 1.60 -1299.72 3.3 220 40 44 -58.04 -3.3 132 -241.14 -4.57 8ỉ14 12.31 Ham 2 P5 -2834.96 -1.10 -627.32 3.3 220 40 44 -75.9 -4.31 132 -260.06 -4.93 8ỉ14 12.31

Tang 19 P6 -3242.89 -135.38 -572.29 3.3 220 40 44 -74.38 -4.23 132 -252.66 -4.79 8ỉ14 12.31 Tang 18 P6 -3905.04 -139.05 -593.73 3.3 220 40 44 -70 -3.98 132 -240.63 -4.56 8ỉ14 12.31 Tang 17 P6 -4569.56 -144.00 -611.36 3.3 220 40 44 -65.68 -3.73 132 -228.57 -4.33 8ỉ14 12.31 Tang 16 P6 -5237.20 -149.86 -623.43 3.3 220 40 44 -61.43 -3.49 132 -216.45 -4.1 8ỉ14 12.31 Tang 15 P6 -5908.00 -154.11 -632.83 3.3 220 40 44 -57.21 -3.25 132 -204.27 -3.87 8ỉ14 12.31 Tang 14 P6 -6582.77 -157.70 -639.09 3.3 220 40 44 -53.02 -3.01 132 -192.02 -3.64 8ỉ14 12.31 Tang 13 P6 -7262.18 -160.50 -642.31 3.3 220 40 44 -48.85 -2.78 132 -179.69 -3.4 8ỉ14 12.31 Tang 12 P6 -7946.89 -162.52 -642.88 3.3 220 40 44 -44.7 -2.54 132 -167.26 -3.17 8ỉ14 12.31 Tang 11 P6 -8637.55 -163.69 -641.18 3.3 220 40 44 -40.55 -2.3 132 -154.72 -2.93 8ỉ14 12.31 Tang 10 P6 -9334.81 -163.95 -636.64 3.3 220 40 44 -36.41 -2.07 132 -142.06 -2.69 8ỉ14 12.31 Tang 9 P6 -10039.32 -162.89 -636.30 3.3 220 40 44 -32.15 -1.83 132 -129.27 -2.45 8ỉ14 12.31 Tang 8 P6 -11469.17 -12.69 446.75 3.3 220 40 44 -26.76 -1.52 132 -103.31 -1.96 8ỉ14 12.31 Tang 7 P6 -12258.55 -7.49 442.25 3.3 220 40 44 -22.06 -1.25 132 -88.98 -1.69 8ỉ14 12.31 Tang 6 P6 -13025.63 -1.86 464.64 3.3 220 40 44 -17.03 -0.97 132 -75.06 -1.42 8ỉ14 12.31 Tang 5 P6 -13801.55 3.46 499.28 3.3 220 40 44 -11.74 -0.67 132 -60.97 -1.15 8ỉ14 12.31 Tang 4 P6 -14586.27 14.38 497.79 3.3 220 40 44 -7.02 -0.4 132 -46.72 -0.88 8ỉ14 12.31 Tang 3 P6 -15413.23 -32.73 591.95 4.8 220 40 44 -0.39 -0.02 132 -31.71 -0.6 8ỉ14 12.31 Tang 2 P6 -15090.16 -121.33 -1188.20 4.5 220 40 44 7.9 0.45 132 -37.58 -0.71 8ỉ14 12.31 Tang 1 P6 -15598.40 22.75 -1236.86 3.5 220 40 44 11.81 0.67 132 -28.35 -0.54 8ỉ14 12.31

Ghi kN kN.m kN.m m cm cm cm cm² % cm cm² % chú

Tang Mai P7 -8.39 -790.44 -1873.41 3.5 960 40 96 6.17 0.16 768 -1812.32 -5.9 16ỉ14 24.63 Tang 23 P7 -1080.22 -1167.62 -2410.96 3.3 960 40 96 4.89 0.13 768 -1786.38 -5.82 16ỉ14 24.63 Tang 22 P7 -2150.75 831.00 -3626.40 3.3 960 40 96 5.85 0.15 768 -1760.47 -5.73 16ỉ14 24.63 Tang 21 P7 -3163.67 1259.05 4791.94 3.3 960 40 96 6.81 0.18 768 -1735.95 -5.65 16ỉ14 24.63 Tang 20 P7 -4458.82 1282.77 5815.61 3.3 960 40 96 6.49 0.17 768 -1704.6 -5.55 16ỉ14 24.63 Tang 19 P7 -5747.62 1294.85 6690.11 3.3 960 40 96 5.7 0.15 768 -1673.4 -5.45 16ỉ14 24.63 Tang 18 P7 -7032.29 1302.98 7571.51 3.3 960 40 96 4.95 0.13 768 -1642.3 -5.35 16ỉ14 24.63 Tang 17 P7 -8308.29 1311.22 8434.09 3.3 960 40 96 4.15 0.11 768 -1611.42 -5.25 16ỉ14 24.63 Tang 16 P7 -9581.15 1321.67 9292.56 3.3 960 40 96 3.35 0.09 768 -1580.61 -5.15 16ỉ14 24.63 Tang 15 P7 -10846.10 1321.48 10089.89 3.3 960 40 96 2.38 0.06 768 -1549.99 -5.05 16ỉ14 24.63 Tang 14 P7 -12103.93 1320.19 10754.68 3.3 960 40 96 0.98 0.03 768 -1519.54 -4.95 16ỉ14 24.63 Tang 13 P7 -15428.09 -1290.78 -12700.42 3.3 960 40 96 -135.41 -3.53 768 -1439.08 -4.68 16ỉ14 24.63 Tang 12 P7 -16899.16 -1283.77 -13193.38 3.3 960 40 96 -129.23 -3.37 768 -1403.47 -4.57 16ỉ14 24.63 Tang 11 P7 -18381.92 -1272.79 -13630.29 3.3 960 40 96 -123.21 -3.21 768 -1367.58 -4.45 16ỉ14 24.63 Tang 10 P7 -19877.36 -1258.49 -14098.40 3.3 960 40 96 -117.05 -3.05 768 -1331.38 -4.33 16ỉ14 24.63 Tang 9 P7 -21386.15 -1236.17 -14723.62 3.3 960 40 96 -110.3 -2.87 768 -1294.86 -4.22 16ỉ14 24.63 Tang 8 P7 -22907.49 -1227.33 -15714.29 3.3 960 40 96 -102.22 -2.66 768 -1258.03 -4.1 16ỉ14 24.63 Tang 7 P7 -24535.51 -1186.86 -16823.09 3.3 960 40 96 -93.41 -2.43 768 -1218.63 -3.97 16ỉ14 24.63 Tang 6 P7 -26080.03 -1150.89 -18862.36 3.3 960 40 96 -81.6 -2.12 768 -1181.24 -3.85 16ỉ14 24.63 Tang 5 P7 -27632.92 -1071.70 -21627.92 3.3 960 40 96 -67.22 -1.75 768 -1143.65 -3.72 16ỉ14 24.63 Tang 4 P7 -24849.16 -376.17 22100.45 3.3 960 40 96 2.09 0.05 768 -1211.03 -3.94 16ỉ14 24.63 Tang 3 P7 -26430.87 -267.63 30861.79 4.8 960 40 96 26.54 0.69 768 -1172.75 -3.82 18ỉ14 27.69 Tang 2 P7 -32662.73 -679.77 -42782.22 4.5 960 40 96 48.15 1.25 768 -1021.9 -3.33 32ỉ14 49.24 Tang 1 P7 -33715.62 362.73 -42542.92 3.5 960 40 96 44.35 1.16 768 -996.41 -3.24 30ỉ14 46.16 Ham 1 P7 -35087.25 392.98 -23956.17 3.3 960 40 96 -36.51 -0.95 768 -963.21 -3.14 16ỉ14 24.63 Ham 2 P7 -36454.68 298.1369 -15309.38 3.3 960 40 96 -62.65 -1.63 768 -930.11 -3.03 16ỉ14 24.63 h

Bảng 13 tính thép vách lõi thang

- - kN kN.m kN.m kN - m 2 - - mm mm 2 % % %

DT 2 DT 1 DT 1 DT 1 DT 2

The student identification deadline is approaching, as advised by Dr Lê Trung Kiên from HCM City University of Technology and Education This initiative is part of the Faculty's commitment to providing high-quality training in engineering projects.

TR Ị NH Q U Ố C V ƯƠ N G 1 814 9208 DR AW IN G TIT LE scale : 1:100

Dr Lê Trường Kiên, a faculty member at HCMC University of Technology and Education, oversees the high-quality training engineering project, focusing on student ID completion dates and academic advising.

TR Ị N H QU Ố C V Ư Ơ N G 1 814 9208 D RAWING TITLE s cale: 1:100

KHU Ô TÔ KHU XE MÁY D

The student identification process is crucial for ensuring effective communication and support within academic institutions Dr Lê Trường Kiên, a faculty member at the University of Technology and Education, emphasizes the importance of high-quality training in engineering projects This focus on student engagement and academic excellence is essential for fostering a productive learning environment.

Dr Lê Trung Kiên, a faculty member at HCMC University of Technology and Education, is leading a high-quality training project focused on engineering The project aims to enhance student skills and prepare them for future challenges in the engineering field.

TR Ị NH Q U Ố C V Ư Ơ N G 1 814 9208 DRAWI NG T IT LE s cale: 1:100

287.7 m² WC NAM WC N WC KT

The student identification completion date is set by the advisor, Dr Lê Trung Kiên, at HCM City University of Technology and Education, within the Faculty for High-Quality Training in Engineering Projects.

WC01 WC02 PH PH HÀNG LAN G

LÔ GIA PH LÔ GIA

PH WC01 PH LÔ GIA

PH LÔ GIA PH WC02 WC01

WC02 WC01 PH PH PH PH LÔ GIA PH

WC01 WC02 PH PH LÔ GIA

PH PH PH PH PH WC01 WC02 WC02

DT1 HÀNG LAN G LÔ GIA

Dr Lê Trường Kiên from HCMC University of Technology and Education is leading a high-quality training engineering project aimed at enhancing student skills and knowledge.

TR Ị NH Q U Ố C V Ư Ơ N G 1 814 9208 DRAWI NG T IT LE THE 4st - 2 3st FLOOR s cale: 1:100 h

HEAD Dr LÊ TRUNG KIÊN

HCMC UNIVERSITY OF TECHNOLOGY AND EDUCATION FACULTY FOR HIGH QUALITY

HEAD Dr LÊ TRUNG KIÊN

SLAB DETAILS OF SLAB SECTION

* CERAMIC , WEIGHT: 20 (kN/m 2 ) OVERLOAD n = 1.2 , THICKNESS = 10 mm

* MORTAR LINING, WEIGHT: 18 (kN/m 2 ) OVERLOAD n = 1.3 , THICKNESS = 40 mm

* SLAB CONCRETE , WEIGHT 24.5 (kN/m 3 ) OVERLOAD n = 1.1 , THICKNESS = 160 mm h

SLAB DETAILS OF SLAB SECTION

STORY Basement 3 th - Basement 1 th

STORY Basement 3 th - Basement 2 th

PILE CAP : ELEVATION -10.100 m PILE CAP : ELEVATION -13.100 m h

1 0ỉ22 1 D UCT FOR SONIC TES TING D 114

D UCT FOR SONIC TESTI NG D50

DUCT FOR SONIC TESTING D50 THICKNESS 1.8mm

DUCT FOR SONIC TESTING D114 THICKNESS 2.5mm

D UCT FOR S ONIC T ESTING POS ITIONSCALE 1/10 120°

D UCT FOR SONI C TE S TI NG D50x 1.8mm SPACE 2 00mm FROM BOT TOM P ILE ỉ 20a2000 2 ỉ 8a200 1 2ỉ22 1

D UCT FOR SONI C TE S TI NG D11 4x2.5mm SPACE 1 m FROM BOT TOM P ILE

SCALE: 1/25 TWISTED STIRR UP DET AIL

LIN K DE TAIL O F TWISTED STIRRUP L IN K SEGM EN T OF ST IRRU P L = 30D TIWISTED S TIRRUP

BASE L E V E L SLEEV E THI CKNES S 2 5 mm

D UCT FOR SONI C TE S TING D1 14 TH IC K N E SS 2.5mm

D ETAIL OF S TEEL TU BE D 114x2.5 10 0 10 0

Dr Lê Trường Kiên, an advisor at HCMC University of Technology and Education, emphasizes the importance of high-quality training in engineering projects, focusing on enhancing student development and success.

VRO BOX SLAB DETAILS OF SLAB SECTION

AND EDUCATION FACULTY FOR HIGH QUALITY TRAINING

* CONCRETE OF SLABS VRO BOX:

1 VRO BOX SLAB - BOTTION REINFORCEMENT

1 VRO BOX SLAB - TOP REINFORCEMENT

Tiêu đề	Chung Cư X2 Đại Kim
Tác giả	Trịnh Quốc Vương
Người hướng dẫn	TS. Nguyễn Minh Đức
Trường học	Trường Đại Học Sư Phạm Kỹ Thuật Thành Phố Hồ Chí Minh
Chuyên ngành	Công Nghệ Kỹ Thuật Công Trình Xây Dựng
Thể loại	Đồ án tốt nghiệp
Năm xuất bản	2023
Thành phố	Tp. Hồ Chí Minh

Định dạng
Số trang	223
Dung lượng	17,95 MB

(Luận văn thạc sĩ) chung cư x2 đại kim

TỔNG QUAN VỀ THÔNG TIN CÔNG TRÌNH

Giới thiệu chung

Đặc điểm công trình

LỰA CHỌN GIẢI PHÁP KẾT CẤU CHO CÔNG TRÌNH

Cơ sở lý thuyết

Thông số vật liệu

Sơ bộ kích thước tiết diện

TÍNH TOÁN TẢI TRỌNG

Cơ sở tính toán tải trọng

Tĩnh tải

Hoạt tải

Tải trọng thang máy

Phân tích động lực học công trình

Tải trọng gió

Tải trọng động đất

Tổ hợp tải trọng

KIỂM TRA ỔN ĐỊNH TỔNG THỂ

KIỂM TRA CHUYỂN VỊ NGANG TẠI ĐỈNH CỦA KẾT CẤU

Chuyển vị ngang tương đối giữa các tầng

THIẾT KẾ SÀN TẦNG ĐIỂN HÌNH ( TẦNG 4 – TẦNG 22 )

MẶT BẰNG KẾT CẤU SÀN

Thông số thiết kế

Tải trọng tác dụng lên sàn

Xây dựng mô hình trên phần mềm SAFE

Xác định nội lực

Tính toán cốt thép

Kiểm tra độ võng

THIẾT KẾ CẦU THANG

Thông số thiết kế

Tải trọng tác dụng

Xây dựng mô hình trên phần mềm SAP2000

Xác định nội lực

Tính toán cốt thép

Kiểm tra độ võng

THIẾT KẾ KHUNG

Thiết kế dầm

Thiết kế vách

THIẾT KẾ MÓNG

Số liệu địa chất

Lựa chọn phương án thiết kế móng

Xác định sức chịu tải của cọc

Xác định sức chịu tải thiết kế cọc

Xác định độ lún của cọc đơn

THIẾT KẾ MÓNG M1 (P1)

Nội lực móng M2: (P2)

Nội lực móng M3: (P3)

Nội lực móng M4: (P4)

THIẾT KẾ MÓNG LÕI THANG

THIẾT KẾ SÀN TẦNG ĐIỂN HÌNH BẰNG VRO BOX

Sơ bộ kích thước sàn

Các nguyên lý thiết kế

Quy đổi thông số

Nội lực xuất ra từ etabs

Tính toán cốt thép cho sàn

Kiểm tra chọc thủng cho mũ cột

Kiểm tra chuyển vị

So sánh với phương án sàn dầm truyền thống