(Đồ án hcmute) chung cư cao cấp vạn đô

Giải pháp giao thông công trình − Giao thông ngang trong công trình mỗi tầng là kết hợp giữa hệ thống các hành lang và sảnh trong công trình thông suốt từ trên xuống.. Giải pháp kết cấu

KHÁI QUÁT VỀ KIẾN TRÚC CÔNG TRÌNH

Giới thiệu về công trình

Để phát triển mạnh mẽ trong các lĩnh vực kinh tế xã hội, một quốc gia cần có cơ sở hạ tầng vững chắc, tạo điều kiện thuận lợi cho cuộc sống và công việc của người dân Đối với Việt Nam, một quốc gia đang phát triển và khẳng định vị thế quốc tế, việc cải thiện nhu cầu an sinh và việc làm cho người dân là rất quan trọng Trong đó, nhu cầu về nơi ở là một trong những yêu cầu thiết yếu hàng đầu.

Với sự gia tăng nhanh chóng của dân số, nhu cầu mua đất để xây dựng nhà ở ngày càng cao, trong khi quỹ đất của Thành phố lại có hạn Điều này dẫn đến tình trạng giá đất tăng cao, khiến nhiều người dân không đủ khả năng sở hữu đất Để giải quyết vấn đề này, việc xây dựng các chung cư cao tầng và phát triển quy hoạch khu dân cư ra các quận, khu vực ngoại ô trung tâm Thành phố là giải pháp hợp lý nhất.

Sự phát triển kinh tế của Thành phố cùng với việc thu hút đầu tư nước ngoài đang tạo ra nhiều cơ hội hứa hẹn cho việc xây dựng các cao ốc văn phòng và khách sạn cao tầng chất lượng cao, nhằm đáp ứng nhu cầu sinh hoạt ngày càng tăng của người dân.

Sự gia tăng các cao ốc trong Thành phố không chỉ đáp ứng nhu cầu hạ tầng cấp bách mà còn góp phần tạo dựng bộ mặt mới cho đô thị, đồng thời mở ra nhiều cơ hội việc làm cho người dân.

Sự xuất hiện của các nhà cao tầng đã đóng góp tích cực vào sự phát triển của ngành xây dựng, nhờ vào việc tiếp thu và áp dụng các kỹ thuật hiện đại cùng công nghệ mới trong tính toán, thi công và xử lý thực tế, cũng như các phương pháp thi công tiên tiến từ nước ngoài.

Mục đích xây dựng công trình

Để phát triển mạnh mẽ trong tất cả các lĩnh vực kinh tế - xã hội, một quốc gia cần có cơ sở hạ tầng vững chắc, tạo điều kiện thuận lợi cho đời sống và làm việc của người dân Đối với Việt Nam, một quốc gia đang trên đà phát triển và khẳng định vị thế quốc tế, việc cải thiện an sinh và tạo điều kiện làm việc cho người dân là rất quan trọng Trong đó, nhu cầu về nhà ở là một trong những nhu cầu thiết yếu hàng đầu.

Trước tình hình dân số tăng nhanh, nhu cầu mua đất xây dựng nhà ở ngày càng gia tăng, trong khi quỹ đất của Thành phố có hạn, dẫn đến giá đất leo thang Điều này khiến nhiều người dân gặp khó khăn trong việc sở hữu đất xây dựng Giải pháp hợp lý để giải quyết vấn đề này là xây dựng các chung cư cao tầng và phát triển quy hoạch khu dân cư ra các quận, khu vực ngoại ô trung tâm Thành phố.

Sự phát triển kinh tế của Thành phố, cùng với tình hình đầu tư nước ngoài ngày càng gia tăng, đã tạo ra triển vọng hứa hẹn cho việc đầu tư xây dựng các cao ốc văn phòng và khách sạn cao tầng Điều này nhằm đáp ứng nhu cầu sinh hoạt ngày càng cao của người dân.

Sự gia tăng các cao ốc tại Thành phố không chỉ đáp ứng nhu cầu hạ tầng cấp bách mà còn làm mới bộ mặt đô thị, đồng thời tạo ra nhiều cơ hội việc làm cho người dân.

Sự xuất hiện của các nhà cao tầng đã thúc đẩy sự phát triển của ngành xây dựng, nhờ vào việc áp dụng các kỹ thuật hiện đại và công nghệ mới trong tính toán, thi công và xử lý thực tế Điều này cũng bao gồm việc tiếp thu các phương pháp thi công hiện đại từ nước ngoài, góp phần nâng cao chất lượng và hiệu quả trong ngành.

Chung cư cao cấp Vạn Đô được thiết kế và xây dựng nhằm đáp ứng nhu cầu sống hiện đại của cư dân Với kiến trúc cao tầng hiện đại, khu nhà mang đến đầy đủ tiện nghi và cảnh quan đẹp, lý tưởng cho sinh sống, giải trí và làm việc Công trình này cam kết chất lượng cao, phục vụ tốt nhất cho cuộc sống của người dân.

Vị trí và đặc điểm công trình

Công trình chung cư cao cấp Vạn Đô tọa lạc tại phường 6, quận 4, thành phố Hồ Chí Minh, sở hữu vị trí thuận lợi trên đường Bến Vân Đồn, đối diện với bờ kênh ven đại lộ Võ Văn Kiệt Nơi đây dễ dàng kết nối với các tuyến giao thông huyết mạch, thuận tiện cho việc di chuyển vào nội thành cũng như đến các huyện ngoại ô.

Công trình tọa lạc ở vị trí thoáng đãng và đẹp, tạo điểm nhấn cho quy hoạch khu dân cư với sự hài hòa và hiện đại Nằm trên trục đường giao thông thuận lợi, công trình dễ dàng tiếp nhận vật tư và giao thông Hệ thống cấp điện và nước trong khu vực đã hoàn thiện, đáp ứng tốt yêu cầu xây dựng Đất xây dựng bằng phẳng, không có công trình cũ hay công trình ngầm, tạo điều kiện thuận lợi cho thi công và bố trí tổng bình đồ.

Thành phố Hồ Chí Minh, tọa lạc trong vùng nhiệt đới gió mùa cận xích đạo, có mùa mưa kéo dài từ tháng 5 đến tháng 11 và mùa khô từ tháng 12 đến tháng 4 năm sau Dựa trên tài liệu quan trắc nhiều năm của trạm Tân Sơn Nhất, các yếu tố khí tượng chủ yếu đã chỉ ra những đặc trưng khí hậu đặc biệt của thành phố này.

Thành phố có lượng mưa cao với bình quân hàng năm đạt 1.949 mm và trung bình 159 ngày mưa mỗi năm Lượng mưa phân bố không đều, có xu hướng tăng dần theo trục Tây Nam - Đông Bắc Độ ẩm tương đối của không khí trung bình hàng năm là 79,5%, trong đó mùa mưa đạt 80% và có thể lên tới 100%, còn mùa khô trung bình là 74,5% với mức thấp nhất là 20%.

Thành phố Hồ Chí Minh chịu ảnh hưởng chủ yếu từ hai hướng gió: gió mùa Tây - Tây Nam và gió Bắc - Đông Bắc Gió Tây - Tây Nam có nguồn gốc từ Ấn Độ, mang đến những đặc điểm khí hậu riêng biệt cho thành phố.

Dương thổi vào mùa mưa tại TPHCM, nơi chủ yếu không có gió bão Tuy nhiên, thành phố thường xuyên bị ảnh hưởng bởi triều cường, dẫn đến tình trạng ngập nước trên một số tuyến đường khi triều cường lên cao.

Quy mô công trình

Công trình dân dụng – cấp 2 (5000m 2 < Ssàn < 10000m 2 hoặc 8 < số tầng < 20)

Hình 1.1 Mặt đứng của công trình

TAÀ NG TREÄ T TAÀ NG 2

TAÀ NG 3 TAÀ NG 4 TAÀ NG 5 TAÀ NG 6 TAÀ NG 7 TAÀ NG 8 TAÀ NG 9 TAÀ NG 10 TAÀ NG 11 TAÀ NG 12 TAÀ NG 13 TAÀ NG 14 TAÀ NG 15

Hình 1.2 Phối cảnh 3D của công trình

− Công trình có 2 tầng hầm

Hình 1.3 Mặt bằng tầng hầm 1 và 2

− Công trình có: 1tầng trệt, 1tầng lửng, 14 tầng lầu & 1 tầng mái

Hình 1.4 Mặt bằng lầu 1 đến lầu 14

− Công trình có chiều cao 57.6m (tính từ cao độ ±0.000m, chưa kể tầng hầm)

− Diện tích xây dựng của công trình là: 40m x 45m = 1800m 2

Tầng hầm của chung cư được thiết kế để phục vụ bãi giữ xe cho cư dân và khu vực lân cận, trong đó tầng hầm 1 và 2 dành riêng cho xe máy và ô tô Ngoài chức năng giữ xe, tầng hầm còn chứa các thiết bị quan trọng như máy phát điện, bể nước ngầm và bể tự hoại, đảm bảo hệ thống chiếu sáng dự phòng hoạt động hiệu quả.

Tầng trệt chủ yếu phục vụ cho kinh doanh dịch vụ và buôn bán, tương tự như một trung tâm mua sắm Bên cạnh đó, hai tầng này còn được sử dụng để lắp đặt trang thiết bị phòng cháy chữa cháy và nhiều thiết bị khác.

− Từ tầng 1 đến tầng 14 bao gồm các căn hộ cao cấp loại A, B đáp ứng nhu cầu về nhà ở của người dân

Tầng thượng của chung cư được sử dụng để làm kho chứa, đồng thời tầng mái được thiết kế để xây dựng hồ chứa nước phục vụ cho nhu cầu sinh hoạt và chữa cháy của toàn bộ cư dân.

Các giải pháp kiến trúc của công trình

− Mặt bằng có dạng hình chữ nhật với diện tích khu đất như ở trên (2136.9 m2)

− Tầng hầm nằm ở cốt cao độ -7.2000m, được bố trí 2 ram dốc từ mặt đất đến tầng hầm (độ dốc i % )

Công trình được thiết kế chủ yếu để cho thuê căn hộ, với tầng hầm chiếm diện tích lớn phục vụ cho việc để xe và đi lại Việc bố trí các hộp gian hợp lý giúp tạo không gian thoáng đãng cho tầng hầm Hệ thống cầu thang bộ và thang máy được đặt ngay tại vị trí vào tầng hầm, giúp người sử dụng dễ dàng quan sát và thuận tiện di chuyển Đồng thời, hệ thống phòng cháy chữa cháy cũng được bố trí dễ dàng nhìn thấy, đảm bảo an toàn cho người sử dụng.

Tầng trệt của khối nhà được thiết kế như khu sinh hoạt chung, trang trí bắt mắt với cột ốp inox và các dịch vụ tiện ích Khu vực này bao gồm cửa hàng và các chức năng phục vụ, tạo không gian thuận lợi cho cư dân Đặc biệt, phòng quản lý cao ốc được bố trí dễ dàng quan sát, giúp việc quản lý và hoạt động trở nên hiệu quả hơn Tổng thể, kiến trúc mặt bằng đã được thiết kế hợp lý, tạo điều kiện thuận lợi cho mọi hoạt động.

Tầng điển hình từ lầu 1 đến lầu 14 là mặt bằng thể hiện rõ các chức năng của khối nhà, trong đó, ngoài khu vực vệ sinh và khu vực giao thông, toàn bộ diện tích còn lại được sử dụng cho việc cho thuê căn hộ.

1.5.2 Giải pháp mặt đứng & hình khối 1.5.2.1 Giải pháp mặt đứng

Công trình chung cư cao cấp được thiết kế với kiến trúc hiện đại, mang đến sự bề thế và vững chãi nhờ vào các đường nét ngang và thẳng đứng Việc sử dụng vật liệu mới như đá Granite và những mảng kính dày màu xanh không chỉ tạo nên vẻ đẹp sang trọng mà còn nâng cao giá trị thẩm mỹ cho toàn bộ công trình.

Sử dụng triết lý thiết kế hiện đại, ngôi nhà có cửa kính lớn và tường ngoài hoàn thiện bằng sơn nước, kết hợp mái BTCT với lớp chống thấm và cách nhiệt Tường được xây bằng gạch, trát vữa và sơn nước, với lớp chớp nhôm xi mờ Ống xối có đường kính Ф14, được sơn màu tường để tạo sự đồng nhất Tầng trệt nổi bật với ốp đá granite mắt rồng và kính phản quang hai lớp màu xanh lá, mang lại vẻ đẹp sang trọng và hiện đại.

− Hình dáng bên ngoài của công trình là một hình khối làm phù hợp với vị trí khu đất

2 bên đều có công trình dân dụng xung quanh

1.5.2.3 Giải pháp giao thông công trình

− Giao thông ngang trong công trình (mỗi tầng) là kết hợp giữa hệ thống các hành lang và sảnh trong công trình thông suốt từ trên xuống

Hệ thống giao thông đứng trong tòa nhà bao gồm thang bộ và thang máy, với mặt bằng rộng rãi có hai thang bộ hai vế, phục vụ cả lối đi chính và lối thoát hiểm Bốn thang máy được đặt ở vị trí trung tâm, đảm bảo khoảng cách từ bất kỳ vị trí nào đến cầu thang không vượt quá 25m, giúp tối ưu hóa việc di chuyển hàng ngày và đảm bảo an toàn trong trường hợp khẩn cấp Căn hộ được bố trí xung quanh lõi tòa nhà với hành lang ngắn, tạo sự tiện lợi, hợp lý và thông thoáng cho cư dân.

1.5.3 Giải pháp kết cấu của kiến trúc

− Hệ kết cấu của công trình là hệ BTCT toàn khối

− Mái phẳng bằng BTCT và được chống thấm

− Cầu thang bằng BTCT toàn khối

− Bể chứa nước bằng bê tông cốt thép hoặc bể nước bằng inox được đặt trên tầng mái

Bể dùng để trữ nước, từ đó cấp nước cho việc sử dụng của toàn bộ các tầng và việc cứu hỏa

− Tường bao che dày 200mm, tường ngăn dày 100mm

− Phương án móng dùng phương án móng sâu

1.5.4 Giải pháp về thông gió chiếu sáng 1.5.4.1 Giải pháp về thông gió

Quy hoạch xung quanh công trình cần thiết lập hệ thống cây xanh nhằm dẫn gió, che nắng, chắn bụi và điều hòa không khí, từ đó tạo ra môi trường trong sạch và thoáng mát.

Các phòng trong công trình được thiết kế với hệ thống cửa sổ, cửa đi và ô thoáng, giúp lưu thông không khí hiệu quả Điều này đảm bảo môi trường không khí luôn thoải mái và trong sạch cho người sử dụng.

1.5.4.2 Giải pháp về chiếu sáng

− Kết hợp ánh sáng tự nhiên và chiếu sáng nhân tạo

Các phòng được thiết kế với hệ thống cửa tối ưu, cho phép ánh sáng tự nhiên tràn vào, kết hợp với ánh sáng nhân tạo, đảm bảo không gian luôn sáng sủa và thoáng đãng.

− Chiếu sáng nhân tạo: Được tạo ra từ hệ thống điện chiếu sáng theo tiêu chuẩn Việt Nam về thiết kết điện chiếu sáng trong công trình dân dụng

1.5.5 Giải pháp về điện nước 1.5.5.1 Giải pháp hệ thống điện

Nguồn điện cho toàn công trình được cung cấp từ mạng điện sinh hoạt của thành phố, với điện áp 3 pha xoay chiều 380v/220v và tần số 50Hz, đảm bảo sự ổn định trong việc cung cấp điện cho các hoạt động sinh hoạt.

Hệ thống điện được thiết kế theo tiêu chuẩn Việt Nam cho các công trình dân dụng nhằm đảm bảo an toàn trong việc bảo quản, sửa chữa và khai thác Điều này không chỉ giúp sử dụng hiệu quả mà còn tiết kiệm năng lượng.

1.5.5.2 Giải pháp hệ thống cấp và thoát nước

Nước được cung cấp từ hệ thống cấp nước sạch của thành phố qua bể chứa nước sinh hoạt của tòa nhà, sau đó được bơm lên bể chứa trên mái để phục vụ các căn hộ phía trên Dung tích bể chứa được thiết kế dựa trên số lượng cư dân và nhu cầu dự trữ nước trong trường hợp mất điện hoặc chữa cháy Nước từ bể chứa được dẫn xuống các khu vệ sinh và tắm giặt ở mỗi tầng thông qua hệ thống ống thép tráng kẽm đặt trong các hộp kỹ thuật.

Hệ thống thoát nước mưa được thiết kế để dẫn nước từ mái xuống dưới, sử dụng ống nhựa đặt tại các vị trí thu nước hiệu quả nhất Nước mưa sẽ chảy qua ống dẫn và được dẫn đến rãnh thu nước mưa xung quanh nhà, sau đó kết nối với hệ thống thoát nước chung của thành phố.

Nước thải sinh hoạt từ khu vệ sinh được dẫn vào bể tự hoại để xử lý trước khi được chuyển vào hệ thống thoát nước chung của thành phố Đường ống dẫn nước thải cần phải kín, không bị rò rỉ và đảm bảo có độ dốc hợp lý để việc thoát nước diễn ra hiệu quả.

1.5.6 Giải pháp về phòng cháy và chữa cháy

Tại mỗi tầng và tại các nút giao thông giữa hành lang và cầu thang, hệ thống hộp họng chữa cháy được thiết kế nối với nguồn nước chữa cháy Mỗi tầng đều có biển chỉ dẫn về phòng và chữa cháy Ngoài ra, mỗi tầng được trang bị 2 bình khí CO2 (3kg) và 2 bình bột chữa cháy MT4 (4kg), được chia thành 2 hộp đặt hai bên khu vực phòng ở.

1.5.7 Giải pháp về môi trường

LỰA CHỌN GIẢI PHÁP KẾT CẤU

Lựa chọn giải pháp kết cấu phần thân

Hệ kết cấu chịu lực thẳng đứng có vai trò quan trọng đối với kết cấu nhà nhiều tầng bởi vì:

+ Chịu tải trọng của dầm sàn truyền xuống móng và xuống nền đất

+ Chịu tải trọng ngang của gió và áp lực đất lên công trình

+ Liên kết với dầm sàn tạo thành hệ khung cứng, giữ ổn định tổng thể cho công trình, hạn chế dao động và chuyển vị đỉnh của công trình

Hệ kết cấu chịu lực theo phương đứng bao gồm các loại sau :

+ Hệ kết cấu cơ bản: Kết cấu khung, kết cấu tường chịu lực, kết cấu lõi cứng, kết cấu ống

+ Hệ kết cấu hỗn hợp: Kết cấu khung-giằng, kết cấu khung-vách, kết cấu ống lõi và kết cấu ống tổ hợp

Hệ kết cấu đặc biệt bao gồm các thành phần như tầng cứng, dầm truyền, hệ giằng liên tầng và khung ghép Những yếu tố này đóng vai trò quan trọng trong việc đảm bảo tính ổn định và khả năng chịu lực của công trình Việc áp dụng các hệ kết cấu này giúp tối ưu hóa hiệu suất và độ bền của công trình xây dựng.

Mỗi loại kết cấu mang đến những ưu điểm và nhược điểm riêng, phù hợp với quy mô và yêu cầu thiết kế của từng công trình Việc lựa chọn giải pháp kết cấu cần được xem xét kỹ lưỡng để đảm bảo tính hiệu quả về kinh tế và kỹ thuật cho từng dự án cụ thể.

Hệ kết cấu khung nổi bật với khả năng tạo ra không gian lớn và linh hoạt, đồng thời có sơ đồ làm việc rõ ràng Tuy nhiên, nhược điểm của hệ kết cấu này là khả năng chịu tải trọng ngang kém, đặc biệt khi công trình có chiều cao lớn hoặc nằm trong khu vực có cấp động đất cao Hệ kết cấu khung phù hợp cho công trình cao đến 15 tầng ở vùng chống động đất cấp 7, 10-12 tầng ở vùng cấp 8, và không nên áp dụng cho công trình ở vùng cấp 9.

Hệ kết cấu khung – vách và khung – lõi là lựa chọn phổ biến trong thiết kế nhà cao tầng nhờ vào khả năng chịu tải ngang hiệu quả Tuy nhiên, việc áp dụng hệ kết cấu này yêu cầu tiêu tốn nhiều vật liệu và quy trình thi công phức tạp hơn cho các công trình sử dụng hệ khung.

Hệ kết cấu ống tổ hợp là lựa chọn lý tưởng cho các công trình siêu cao tầng nhờ vào khả năng làm việc đồng đều của cấu trúc và khả năng chịu tải trọng ngang lớn.

Tùy thuộc vào yêu cầu kiến trúc, quy mô công trình và tính khả thi, việc lựa chọn hệ kết cấu chịu lực theo phương đứng cần đảm bảo sự ổn định và phù hợp với từng dự án.

2.1.2 Lựa chọn kết cấu cho công trình Chung cư cao cấp Vạn Đô

Dựa vào quy mô công trình với 16 tầng nổi và 2 tầng hầm, sinh viên đã chọn hệ chịu lực khung-vách lõi làm kết cấu chính Hệ thống này bao gồm khung chịu tải trọng đứng và vách lõi có khả năng chịu cả tải trọng đứng lẫn tải trọng ngang, đồng thời giúp tăng cường độ cứng cho công trình.

Dưới tác dụng của tải trọng ngang, khung chịu cắt chủ yếu làm cho chuyển vị tương đối của các tầng trên nhỏ hơn, trong khi các tầng dưới có chuyển vị lớn hơn Ngược lại, lõi chịu uốn chủ yếu khiến cho chuyển vị tương đối của các tầng trên lớn hơn so với các tầng dưới Sự kết hợp này giúp giảm chuyển vị tổng thể của toàn bộ công trình khi các hệ thống làm việc cùng nhau.

2.1.2.1 Giải pháp kết cấu theo phương ngang

Việc lựa chọn giải pháp kết cấu sàn hợp lý rất quan trọng, ảnh hưởng lớn đến tính kinh tế của công trình Theo thống kê, khối lượng bê tông sàn có thể chiếm một tỷ lệ đáng kể trong tổng chi phí xây dựng.

Khoảng 30-40% khối lượng bê tông trong công trình và trọng lượng bê tông sàn trở thành tải trọng tĩnh chính Khi công trình cao, tải trọng này tích lũy xuống các cột tầng dưới và móng, dẫn đến tăng chi phí cho móng và cột, đồng thời gia tăng tải trọng ngang do động đất.

Vì vậy cần ưu tiên giải pháp sàn nhẹ để giảm tải trọng thẳng đứng

Các loại kết cấu sàn được sử dụng rộng rãi hiện nay được trình bày như bên dưới

Hệ sàn sườn bao gồm cấu tạo từ hệ dầm và bản sàn, mang lại ưu điểm là tính toán đơn giản Hệ thống này được sử dụng phổ biến tại Việt Nam nhờ vào công nghệ thi công phong phú, tạo điều kiện thuận lợi cho việc lựa chọn phương pháp thi công.

Nhược điểm của thiết kế này là chiều cao dầm và độ võng của bản sàn tăng lên đáng kể khi vượt khẩu độ lớn, dẫn đến việc chiều cao tầng của công trình trở nên lớn hơn Điều này không chỉ làm giảm tính thẩm mỹ mà còn không tiết kiệm được không gian sử dụng.

Sàn không dầm là loại sàn có cấu tạo gồm các bản kê trực tiếp lên cột, mang lại nhiều ưu điểm như giảm chiều cao kết cấu, tiết kiệm không gian sử dụng và dễ dàng phân chia không gian Phương án thi công sàn không dầm nhanh hơn so với sàn có dầm, vì không cần gia công cốp pha và cốt thép dầm phức tạp Hơn nữa, việc lắp dựng ván khuôn và cốp pha cũng đơn giản hơn, giúp tối ưu hóa thời gian và công sức trong quá trình xây dựng.

Phương án này có nhược điểm là các cột không liên kết với nhau, dẫn đến độ cứng thấp hơn so với phương án sàn dầm Điều này làm cho khả năng chịu lực theo phương ngang kém, khiến tải trọng ngang chủ yếu do vách chịu, trong khi tải trọng đứng do cột và vách đảm nhận Để đảm bảo khả năng chịu uốn và chống chọc thủng, sàn cần có chiều dày lớn, dẫn đến khối lượng sàn tăng lên.

Sàn không dầm ứng lực trước

Cấu trúc bao gồm các bản kê đặt trực tiếp lên cột với cốt thép được ứng lực trước, mang lại nhiều ưu điểm vượt trội Phương pháp này giúp tiết kiệm chi phí nhờ giảm chiều dày sàn và chiều cao tầng, đồng thời cho phép áp dụng cho các công trình có nhịp lớn, linh hoạt trong việc bố trí mặt bằng kiến trúc Hơn nữa, việc tháo dỡ ván khuôn sớm cũng giúp rút ngắn thời gian xây dựng và tạo điều kiện thuận lợi cho việc lắp đặt các hệ thống kỹ thuật.

Nhược điểm: Tính toán phức tạp, thi công đòi hỏi thiết bị chuyên dụng

Giải pháp vật liệu

+ Vật liệu xây dựng cần có cường độ cao, trọng lượng nhỏ, chống cháy tốt

+ Vật liệu có tính biến dạng cao: khả năng biến dạng cao có thể bổ sung cho tính năng chịu lực thấp

+ Vật liệu có tính thoái biến thấp: có tác dụng tốt khi chịu tác dụng của tải trọng lặp lại (động đất, gió bão)

+ Vật liệu có tính liền khối cao: có tác dụng trong trường hợp có tính chất lặp lại, không bị tách rời các bộ phận công trình

+ Vật liệu có giá thành hợp lý

Trong ngành xây dựng hiện đại, vật liệu chủ yếu được sử dụng là thép và bê tông cốt thép nhờ vào khả năng chế tạo dễ dàng và nguồn cung phong phú Bên cạnh đó, các vật liệu mới như hợp kim nhẹ và vật liệu liên hợp thép – bê tông (composite) cũng đang xuất hiện, tuy nhiên, chúng chưa được áp dụng rộng rãi do công nghệ chế tạo còn mới mẻ và chi phí tương đối cao.

 Do đó, sinh viên lựa chọn vật liệu xây dựng công trình là bê tông cốt thép

STT Cấp độ bền Kết cấu sử dụng

1 Bê tông cấp độ bền B30: Rb = 17 MPa

Nền tầng trệt, cầu thang, lanh tô, trụ tường, móng, cột, dầm, sàn, bể nước, cầu thang

2 Vữa xi măng; cát B5C Vữa xi măng xây, tô trát tường nhà

STT Loại thép Đặc tính/ kết cấu sử dụng

1 Thép AI (d10): Rs = Rsc = 225MPa

Rsw = 175 MPa ; Es = 2.1x10 5 MPa Cốt thép có d≤ 10 mm

2 Thép AIII (d>10): Rs = Rsc = 365 MPa

Cốt thép dọc kết cấu các loại có d> 10mm

2.2.2 Lớp bê tông bảo vệ:

Đối với cốt thép dọc chịu lực, bao gồm cốt thép không ứng lực trước, ứng lực trước và ứng lực trước kéo trên bệ, chiều dày lớp bê tông bảo vệ phải đảm bảo không nhỏ hơn đường kính của cốt thép hoặc dây cáp.

+ Trong bản và tường có chiều dày >100 mm: 15mm (20mm);

+ Trong dầm và dầm sườn có chiều cao > 250mm: 20mm (25mm);

+ Toàn khối khi có lớp bê tông lót: 35mm;

+ Toàn khối khi không có lớp bê tông lót: 70mm;

Chiều dày lớp bê tông bảo vệ cho cốt thép đai, cốt thép phân bố và cốt thép cấu tạo không được nhỏ hơn đường kính của cốt thép đó, và cần đảm bảo tối thiểu các yêu cầu về bảo vệ cốt thép.

+ Khi chiều cao tiết diện cấu kiện nhỏ hơn 250mm: 10mm (15mm);

+ Khi chiều cao tiết diện cấu kiện > 250mm: 15mm (20mm);

+ Giá trị trong ngoặc “( )” áp dụng cho cấu kiện ngoài trời hoặc những nơi ẩm ướt.

Bố trí hệ kết cấu chịu lực

− Bố trí hệ chịu lực cần ưu tiên những nguyên tắc sau:

Để đảm bảo độ tin cậy của công trình, nguyên tắc đơn giản và rõ ràng là rất quan trọng, với kết cấu thuần khung thường dễ kiểm soát hơn so với hệ kết cấu vách và khung vách, vốn nhạy cảm với biến dạng Ngoài ra, việc truyền lực theo con đường ngắn nhất giúp tối ưu hóa hiệu quả làm việc và tính kinh tế của kết cấu Đối với kết cấu bê tông cốt thép, cần ưu tiên thiết kế cho những phần chịu nén, đồng thời hạn chế các kết cấu treo chịu kéo, nhằm chuyển đổi lực uốn trong khung thành lực dọc hiệu quả hơn.

+ Đảm bảo sự làm việc không gian của hệ kết cấu

2.4 Phần mềm thiết kế 2.4.1 Phần mềm ETABS 2016 (V16.1)

Để phân tích nội lực và động lực học cho hệ công trình, cần kiểm tra các dạng và giá trị dao động, đồng thời đánh giá ứng xử của công trình dưới tác động của tải trọng động đất.

ETABS là phần mềm chuyên dụng cho phân tích và thiết kế kết cấu nhà cao tầng, giúp việc nhập và xử lý số liệu trở nên đơn giản và nhanh chóng hơn so với các phần mềm khác.

−Dùng để giải nội lực cho các cấu kiện đơn giản của hệ kết cấu nhằm đơn giản hoá trong quá trình tính toán

−Dùng để phân tich, giải nội lực sàn và móng

Khi sử dụng phần mềm SAP, ETABS, cần lưu ý đến quan niệm của từng cấu kiện để đảm bảo rằng cấu kiện hoạt động đúng với thực tế khi được đưa vào mô hình.

− Quan niệm khối (solid): khi 3 phương có kích thuớc gần như nhau, và có kích thước lớn hơn nhiều so với các phần tử khác

− Quan niệm bản, vách (shell): khi kích thước 2 phương lớn hơn rất nhiều so với phương còn lại

− Quan niệm thanh (frame): khi kích thước 2 phương nhỏ hơn rất nhiều so với phương còn lại

− Quan niệm điểm (point): khi 3 phương có kích thuớc gần như nhau, và có kích thước rất bé

Khi chia nhỏ các cấu kiện một cách chính xác, kết quả tính toán sẽ trở nên chính xác hơn Phần tử hữu hạn truyền lực qua các điểm liên kết giữa các phần tử Nếu việc chia nhỏ không phù hợp với cách mà phần mềm tính toán, các cấu kiện có thể bị tăng độ cứng đột ngột, dẫn đến sai lệch trong chức năng của chúng Điều này sẽ ảnh hưởng đến kết quả tính toán của toàn bộ hệ kết cấu.

Chọn sơ bộ kích thước tiết diện

−Chiều dày sàn sơ bộ theo công thức sau:

+ m = 30  35 sàn 1 phương (l2 ≥ 2l1) + m = 40  50 sàn 2 phương (l2 < 2l1) + m = 10  15 bản công xôn

+ l 1 : Nhịp theo phương cạnh ngắn + D= 0.8  1.4 phụ thuộc vào tải trọng

Đối với công trình có nhịp lớn hơn 6m (l1=8m, l2=9m), nội lực trong ô bản tăng cao, dẫn đến việc cần tăng chiều dày bản và độ võng cũng gia tăng Trong quá trình sử dụng, bản có thể gặp hiện tượng rung Để khắc phục những nhược điểm này, việc bố trí thêm các dầm ngang và dầm dọc thẳng góc nhau là cần thiết, nhằm chia các ô bản thành nhiều ô nhỏ hơn, tạo thành hệ dầm trực giao.

− Dùng ô sàn có kích thước lớn nhất (9 8 m) để tính chọn sơ bộ chiều dày

 l ; trong đó: l 1 là chiều dài cạnh ngắn của ô sàn

− Chọn bề dày bản sàn bê tông cốt thép là 150mm

− Đối với các sàn tầng trệt và tầng hầm chọn chiều dày bản sàn là 300mm,

2.5.2 Sơ bộ chọn tiết diện dầm khung

− Sơ bộ theo công thức kinh nghiệm (sơ bộ theo 2 điều kiện:độ võng và điều kiện độ bền) sau:

Kích thước tiết dầm được xác định sơ bộ dựa vào nhịp dầm và công thức kinh nghiệm, nhằm đảm bảo thông thủy cần thiết trong chiều cao tầng và khả năng chịu lực đầy đủ.

Trong đó : l là nhịp của dầm, l = 8 m

− Bề rộng dầm : 1 1 b = h dc 3 2 dc

− Chọn kích thước dầm chính là (300x700)mm

−Bề rộng dầm : 1 1 b = h dp 3 2 dp

−Chọn kích thước dầm phụ là (200x500)mm

2.5.3 Sơ bộ chọn tiết diện vách và lõi thang máy

Chiều dày vách của lõi cứng được xác định dựa trên chiều cao và số tầng của tòa nhà, đồng thời phải tuân thủ các quy định liên quan Tổng diện tích mặt cắt ngang của vách (lõi) cứng có thể được tính toán theo công thức gần đúng.

+ Fst - Diện tích sàn từng tầng + Fvl – 0.015

− Chiều dày vách đổ toàn khối chọn không nhỏ hơn 200mm và không nhỏ hơn 1/20 chiều cao tầng

− Sơ bộ chiều dày vách góc biên chống xoắn là 300mm; vách bao ngoài của lõi thang máy dày 300mm

2.5.4 Sơ bộ chọn tiết diện cột:

Kích thước tiết diện cột thường được xác định trong giai đoạn thiết kế cơ sở, dựa trên kinh nghiệm thiết kế và các kết cấu tương tự Ngoài ra, có thể thực hiện tính toán sơ bộ dựa vào lực nén N được xác định một cách gần đúng.

− Diện tích tiết diện cột là Ac:

Trong đó; N là lực dọc tại chân cột đang sơ bộ; k: là hệ số kể đến ảnh hưởng của momen

+ qi: Tải trọng phân bố đều trên sàn (tỉnh tải + hoạt tải) + ni: Số tầng

+ si: Diện tích truyền tải của sàn vào cột + qi: Lấy theo kinh nghiệm như sau: chung cư (10÷15) kN/m 2

Bảng 2.3 Sơ bộ tiết diện cột

Diện tích truyền tải q N k F tt b h F chọn

(m 2 ) (kN/m 2 ) (kN) cm 2 cm cm cm 2

TẢI TRỌNG VÀ TÁC ĐỘNG

Cơ Sở Tính Toán Tải Trọng

− Căn cứ theo tiêu chuẩn TCVN 2737:1995

− Căn cứ theo tiêu chuẩn TCVN 9386:2012

− Cataloge vật liệu sử dụng trong công trình

− Theo yêu cầu và công năng sử dụng mà chủ đầu tư đưa ra (nếu có).

Tải Trọng Thẳng Đứng

Tĩnh tải là tổng trọng lượng của các cấu kiện như sàn, dầm, cột, cùng với trọng lượng của tường xây dựng trên dầm và sàn, cũng như trọng lượng của các lớp hoàn thiện sàn.

Hình 3.1 Các lớp cấu tạo sàn tầng 3 – 15 Bảng 3.1 Tĩnh tải tác dụng lên sàn khu dịch vụ - khu ở - hành lang - ban công

Tĩnh tải tiêu chuẩn Hệ số vượt tải

Tĩnh tải tính toán (mm) (daN/m 3 ) (daN/m 2 ) (daN/m 2 )

6 Tổng tĩnh tải tính toán 634.9

Bảng 3.2 Tĩnh tải tác dụng lên sàn nhà vệ sinh

Chiều dày Trọng lượng riêng Tĩnh tải tiêu chuẩn Hệ số vượt tải

Tổng tĩnh tải tính toán 638.6

Bảng 3.3 Tĩnh tải tác dụng lên sàn tầng hầm

Bảng 3.4 Tĩnh tải tác dụng lên sàn tầng mái

− Tải trọng tường phân bố đều với tường dày 200mm:

− Hoạt tải được xác định dựa trên công năng của các phòng

Bảng 3.5 Hoạt tải tác dụng lên sàn

STT Loại hoạt tải Đơn vị Tải trọng tiêu chuẩn

Hệ số độ tin cậy

1 Phòng ăn, ở, vệ sinh daN/m 2 200 1.2 240

5 Khu vực phòng khách daN/m 2 200 1.2 240

6 Khu vực văn phòng daN/m 2 200 1.2 240

8 Khu vực phòng họp, lễ tân daN/m 2 400 1.2 480

10 Khu vực dịch vụ, cửa hàng daN/m 2 400 1.2 480

Tải Trọng Ngang (Tải Trọng Gió)

Tải trọng ngang trong công trình chủ yếu được xác định từ tải trọng gió Tác động của gió lên công trình có tính chất động và phụ thuộc vào nhiều thông số khác nhau.

+ Thông số về dòng khí: tốc độ, áp lực, nhiệt độ, hướng gió

+ Thông số vật cản: hình dạng, kích thước, độ nhám bề mặt

Tải trọng gió bao gồm hai thành phần chính: thành phần tĩnh và thành phần động Để xác định giá trị và phương tính toán cho thành phần tĩnh tải trong gió, cần tuân thủ các quy định được nêu trong tiêu chuẩn TCVN 2737:1995 về tải trọng và tác động.

− Thành phần động của tải trọng gió được xác định theo các phương tương ứng với phương tính toán thành phần tĩnh của tải trọng gió

Thành phần động tải trọng gió tác động lên công trình bao gồm lực do xung vận tốc gió và lực quán tính của công trình Giá trị của lực này được xác định dựa trên thành phần tĩnh của tải trọng gió, kết hợp với các hệ số phản ánh ảnh hưởng của xung vận tốc gió và lực quán tính.

Việc tính toán công trình chịu tác động của tải trọng gió bao gồm xác định thành phần động của tải trọng gió và phản ứng của công trình đối với các dạng dao động khác nhau.

− Theo mục 1.2 TC 229:1999 thì công trình có chiều cao > 40m thì khi tính phải kể đến thành phần động của tải trọng gió

− Công trình đồ án sinh viên với chiều cao tổng cộng là 57.6m nên cần xét đến yếu tố thành phần gió động của gió

3.3.2 Thành phần tĩnh của gió

Bảng 3.6 Đặc điểm công trình Địa điểm xây dựng Tỉnh, thành: TP Hồ Chí Minh

Vùng gió II-A Địa hình C

Tải trọng gió tĩnh được tính toán theo TCVN 2737-1995 như sau:

Giá trị áp lực gió W₀ được xác định theo bản đồ phân vùng phụ lục D và điều 6.4 TCVN 2737-1995, với công trình xây dựng tại Tp.Hồ Chí Minh thuộc khu vực II-A, nơi có ảnh hưởng gió bão yếu, lấy W₀ = 83 da/Nm² Hệ số k tính đến sự thay đổi áp lực gió theo độ cao, được tham khảo từ bảng 5, TCVN 2737-1995 Đối với mặt đón gió, hệ số khí động cₑ = +0.8, còn mặt hút gió có hệ số cₕ = -0.6 Hệ số tổng cho mặt đón gió và hút gió được tính là c = 0.8 + 0.6 = 1.4.

Hệ số độ tin cậy của tải trọng gió được xác định là  = 1.2 Tải trọng gió tĩnh được quy về thành lực tập trung tại các cao trình sàn, với lực này đặt tại tâm hình học của mỗi tầng Lực gió tiêu chuẩn theo phương X được ký hiệu là W tcx, trong khi lực gió tiêu chuẩn theo phương Y được ký hiệu là W tcy Lực gió được tính bằng cách nhân áp lực gió với diện tích đón gió Diện tích đón gió của từng tầng được xác định theo công thức cụ thể.

, 1 , j j h h B  lần lượt là chiều cao tầng của tầng thứ j, j-1, và bề rộng đón gió

Bảng 3.7 Giá trị thành phần gió tĩnh tính toán theo phương X và phương Y

3.3.5 Thành phần động của tải trọng gió

Theo tiêu chuẩn TCVN 229:1999, các công trình cao trên 40m, như công trình cao 57.6m, cần phải xem xét thành phần động do tải gió Đặc biệt, tần số dao động riêng của công trình chỉ được phép lấy những tần số cơ bản nhỏ hơn tần số dao động cho phép, với giá trị fL = 1.3 (Hz).

Theo TCXD 229:1999, nếu công trình có tần số dao động riêng cơ bản thứ s thỏa mãn bất đẳng thức f s < f L 1.3 < f s + 1, cần tính thành phần động của tải trọng gió với dạng dao động đầu tiên Giá trị tiêu chuẩn của thành phần động tải trọng gió tác dụng lên phần thứ j tương ứng với dạng dao động riêng thứ i được xác định theo công thức.

STORY17 3.6 198.22 42 40 57.6 1.370 0.910 0.682 137.58 144.46 STORY16 3.6 2182.73 42 40 54 1.356 0.900 0.675 272.28 285.89 STORY15 3.6 3058.31 42 40 50.4 1.342 0.891 0.668 269.38 282.85 STORY14 3.6 3054.21 42 40 46.8 1.321 0.877 0.658 265.21 278.47 STORY13 3.6 3079.41 42 40 43.2 1.299 0.863 0.647 260.87 273.91 STORY12 3.6 3079.41 42 40 39.6 1.278 0.848 0.636 256.53 269.36 STORY11 3.6 3079.41 42 40 36 1.256 0.834 0.625 252.20 264.81 STORY10 3.6 3135.36 42 40 32.4 1.234 0.820 0.615 247.86 260.25 STORY9 3.6 3199.52 42 40 28.8 1.209 0.803 0.602 242.80 254.94 STORY8 3.6 3199.52 42 40 25.2 1.177 0.781 0.586 236.29 248.11 STORY7 3.6 3199.52 42 40 21.6 1.144 0.760 0.570 229.79 241.28 STORY6 3.6 3199.52 42 40 18 1.110 0.737 0.553 222.88 234.02 STORY5 3.6 3273.80 42 40 14.4 1.070 0.711 0.533 214.93 225.68 STORY4 3.6 3356.29 42 40 10.8 1.013 0.672 0.504 203.36 213.53 STORY3 3.6 3356.29 42 40 7.2 0.933 0.619 0.465 187.30 196.67 STORY2 3.6 3356.29 42 40 3.6 0.82 0.547 0.410 165.45 173.73 STORY1 3.6 4966.70 42 40 0.1 0.80 0.531 0.398 160.63 168.67 c=0.6

Giá trị tính toán thành phần tĩnh của tải trọng gió Fx

Kích Thước Nhà Cao độ

+ Mj - là khối lượng tập trung của phần công trình thứ j;

Hệ số động lực ứng với dạng dao động thứ i, ký hiệu là i, là một đại lượng không thứ nguyên, phụ thuộc vào thông số  i và độ giảm loga của dao động , như thể hiện trong đồ thị hình 4.4.

Hình 3.2 Đồ thị xác định hệ số động lực  i

Sử dụng đường cong 1 ứng với độ giảm loga  = 0.3 (công trình bằng BTCT)

 - hệ số tin cậy của tải trọng gió, lấy bằng 1.2;

W0 - giá trị của áp lực gió tiêu chuẩn, bằng 83 (daN/m 2 ); fi - tần số dao động riêng thứ i (Hz)

+ yji – dịch chuyển ngang tỉ đối của phần công trình thứ j ứng với dạng dao động thứ i, không thứ nguyên

+ i - là hệ số được xác định bằng cách chia công trình thành n thành phần, trong phạm vi mỗi phần tải trọng gió có thể coi như không đổi:

WFj là giá trị tiêu chuẩn của thành phần động lực do tải trọng gió tác động lên phần thứ j của công trình, phản ánh các dạng dao động khác nhau Giá trị này chỉ xem xét ảnh hưởng của xung vận tốc gió và có đơn vị là lực, được xác định theo công thức cụ thể.

i - hệ số áp lực động của tải trọng gió tra bảng phụ thuộc vào cao độ z j và dạng địa hình (Bảng 3 TCXD 229 : 1999)

 - hệ số tương quan không gian áp lực động của tải trọng gió, phụ thuộc kích thước mặt đón gió

Sj – diện tích bề mặt đón gió phần thứ j của công trình (m 2 ) Giá trị tính toán thành phần động của tải trọng gió xác định theo công thức:

 - hệ số độ tin cậy đối với tải trọng gió,  lấy bằng 1.2

Hệ số điều chỉnh tải trọng gió được xác định theo thời gian sử dụng giả định của công trình, với giả định thời gian sử dụng là 50 năm và hệ số  = 1 Nội lực và chuyển vị do thành phần tĩnh và động của tải trọng gió sẽ được tính toán dựa trên các yếu tố này.

X - moment uốn (xoắn), lực cắt, lực dọc, hoặc chuyển vị;

X t - moment uốn (xoắn), lực cắt, lực dọc, hoặc chuyển vị do thành phần tĩnh của tải trọng gió gây ra;

X i d - moment uốn (xoắn), lực cắt, lực dọc, hoặc chuyển vị do thành phần động của tải trọng gió gây ra; s - số dạng dao động tính toán

Bảng 3.8 Kết quả 12 mode dao động

Mode Period Tần số UX UY UZ RZ Phương Ghi chú

+ Mode 1 có: tấn số f1= 0.45 < fL= 1.3: Thỏa mãn quy định tính gió động + Mode 2 có: tấn số f2= 0.52 < fL= 1.3: Thỏa mãn quy định tính gió động

Bảng 3.9 Bảng kết quả tính toán gió động theo phương X

Giá trị tính toán thành phần động của tải trọng gió f 1x = ε 1 ξ 1 Ψ 1 x 1 W pj 1

STORY17 0.416 0.722 0.478 0.662 0.065 1.635 0.035 0.0082 0.092 7.92 STORY16 0.419 0.722 0.476 0.659 0.065 1.635 0.035 0.0076 0.940 162.49 STORY15 0.421 0.722 0.474 0.657 0.065 1.635 0.035 0.0071 1.221 210.90 STORY14 0.424 0.722 0.470 0.651 0.065 1.635 0.035 0.0065 1.120 193.49 STORY13 0.427 0.722 0.465 0.644 0.065 1.635 0.035 0.0059 1.028 177.60 STORY12 0.430 0.722 0.461 0.638 0.065 1.635 0.035 0.0053 0.925 159.85 STORY11 0.435 0.722 0.458 0.634 0.065 1.635 0.035 0.0047 0.821 141.94 STORY10 0.440 0.722 0.455 0.631 0.065 1.635 0.035 0.0041 0.731 126.23 STORY9 0.445 0.722 0.451 0.625 0.065 1.635 0.035 0.0035 0.639 110.46 STORY8 0.450 0.722 0.444 0.615 0.065 1.635 0.035 0.0030 0.535 92.42 STORY7 0.455 0.722 0.437 0.605 0.065 1.635 0.035 0.0024 0.434 74.97 STORY6 0.463 0.722 0.431 0.597 0.065 1.635 0.035 0.0019 0.338 58.43 STORY5 0.473 0.722 0.425 0.589 0.065 1.635 0.035 0.0014 0.255 44.07 STORY4 0.484 0.722 0.411 0.569 0.065 1.635 0.035 0.0009 0.178 30.74 STORY3 0.503 0.722 0.394 0.546 0.065 1.635 0.035 0.0006 0.105 18.20 STORY2 0.517 0.722 0.358 0.495 0.065 1.635 0.035 0.00025 0.047 8.05 STORY1 0.517 0.722 0.347 0.481 0.065 1.635 0.035 0.00003 0.009 1.50

Heọ soỏ áp lực ủoõng ξ j

Heọ soỏ tửụng quan khoâng gian ν

Các thành phần động theo phương x

Bảng 3.10 Bảng tính toán gió động theo phương Y

3.3.7 Tổ hợp tải trọng gió

Tổ hợp nội lực, chuyển vị gây ra do thành phần tĩnh và động của tải trọng gió

+ X - là momen uốn (xoắn), lực cắt, lực dọc, hoặc chuyển vị;

+ X t - là momen uốn (xoắn), lực cắt, lực dọc, hoặc chuyển vị do thành phần tĩnh của tải trọng gió gây ra;

+ X d - là momen uốn (xoắn), lực cắt, lực dọc, hoặc chuyển vị do thành phần động của tải trọng gió gây ra;

+ s - là số dao động tính toán

Giá trị tính toán thành phần động của tải trọng gió f 1y = ε 1 ξ 1 Ψ 1 y 1 W pj 1

Heọ soỏ á p lực ủoõ ng ξ j

H eọ soỏ tửụng quan khoâ ng gian ν

Cá c thà nh phầ n độ ng theo phương y

Tải trọng động đất

Động đất là hiện tượng vật lý phức tạp, thể hiện qua sự chuyển động hỗn loạn của vỏ trái đất với phương và cường độ thay đổi theo thời gian Chúng xảy ra bất ngờ và không kéo dài, gây ra nhiều tác động đến môi trường và con người.

Quan điểm thiết kế kháng chấn hiện đại nhấn mạnh việc chấp nhận tính không chắc chắn của động đất và tập trung vào việc tạo ra công trình với mức độ an toàn chấp nhận được Để đảm bảo bảo vệ sinh mạng con người trong trường hợp xảy ra động đất, công trình cần có độ cứng, độ bền và độ dẻo phù hợp Điều này giúp hạn chế hư hỏng và đảm bảo rằng các công trình quan trọng vẫn có thể duy trì hoạt động sau sự cố.

Việc thiết kế công trình trong vùng động đất dựa trên cơ sở sau:

Khi xảy ra động đất dưới mức quy định trong khu vực xây dựng, độ cứng của công trình được đảm bảo nhằm ngăn chặn hư hỏng cho phần kiến trúc, giúp công trình vẫn giữ nguyên vẹn Điều này tương ứng với "Trạng thái giới hạn làm việc".

Đối với các trận động đất có cường độ trung bình, công trình cần đạt được độ bền cho phép để giới hạn hư hỏng cục bộ, đồng thời vẫn duy trì khả năng hoạt động Điều này liên quan đến khái niệm “trạng thái giới hạn cuối cùng” hay “trạng thái giới hạn kiểm soát hư hỏng”.

Khi xảy ra động đất mạnh, độ dẻo cho phép công trình có những chuyển vị không đàn hồi lớn mà vẫn đảm bảo an toàn, không bị sụp đổ.

“Trạng thái giới hạn sụp đổ” hoặc “Trạng thái giới hạn tồn tại”

Khi thiết kế nhà cao tầng chống động đất, cần phân chia các kết cấu thành 4 cấp độ khác nhau Việc phân loại này dựa vào cấp động đất tính toán cho công trình và loại hình kết cấu sử dụng.

Phương pháp phân tích phổ phản ứng

Phương pháp phân tích phổ phản ứng dao động là một kỹ thuật trong động lực học kết cấu, nhằm đánh giá phản ứng tổng thể của kết cấu dưới tác động của các dạng dao động khác nhau Phương pháp này sử dụng phổ phản ứng động lực để phân tích các yếu tố ảnh hưởng đến kết cấu.

− Điều kiện áp dụng: Phương pháp phân tích phổ phản ứng là phương pháp có thể áp dụng cho tất cả các loại nhà ( TCVN 9386 – 2012 )

− Số dạng dao động cần xét đến trong phương pháp phổ phản ứng

Để đánh giá phản ứng tổng thể của công trình, cần xem xét tất cả các dao động có ảnh hưởng đáng kể Điều này có thể được thực hiện khi thỏa mãn một trong hai điều kiện nhất định.

− Tổng các trọng lượng hữu hiệu của các dạng dao động (mode) được xét chiếm ít nhất 90% tổng trọng lượng của kết cấu

− Tất cả các dạng dao động có trọng lượng hữu hiệu lớn hơn 5% của tổng trọng lượng đều được xét tới

Quy trình tính toán Tiến hành tính toán theo các bước sau:

Xác định chu kỳ và dạng dao động riêng của nhà

Xác định phổ thiết kế không thứ nguyên Sd(Ti) của công trình ứng với từng dạng dao động:

Phổ thiết kế Sd (T) theo phương nằm ngang Theo TCVN 9386:2012 thì: Phổ thiết kế Sd (T) theo phương nằm ngang được xác định bằng các biểu thức sau:

+ Sd (T) là phổ thiết kế + q là hệ số ứng xử: q = 3.9

+ β là hệ số ứng với cận dưới của phổ thiết kế theo phương nằm ngang: β = 0.2 + Số liệu tính toán:

+ Đất nền: C S = 1.15, TB = 0.2s , TC = 0.6s , TD = 2s + Hệ số tầm quan trọng  = 1

+ Công trình tại quận 10  ag = 0.0777 1  9.81 = 0.7622 + Hệ số ứng sử q = 3.9

Bảng 3.11 Bảng tính toán phổ thiết kế

Phương ngang Phương ngang Phương ngang Phương ngang

Theo TCVN 2737-1995, có hai loại tổ hợp tải trọng: tổ hợp cơ bản và tổ hợp đặc biệt Tổ hợp cơ bản bao gồm tải trọng thường xuyên và tải trọng tạm thời, trong khi tổ hợp đặc biệt bao gồm tải trọng thường xuyên, tải trọng tạm thời và một trong các tải trọng đặc biệt.

− Tổ hợp tải trọng đặc biệt có tác động của động đất thì không tính đến tải trọng gió

Tổ hợp tải trọng cơ bản (THCB) bao gồm một tải trọng tạm thời được tính toàn bộ giá trị Khi có hai tải trọng gió trong tổ hợp, hệ số tổ hợp là 1 Đối với THCB có từ hai tải trọng tạm thời trở lên, giá trị tính toán của tải trọng tạm thời hoặc nội lực tương ứng sẽ được nhân với hệ số tổ hợp là 0.9.

Đối với tổ hợp đặc biệt có tải trọng do động đất, việc tổ hợp nội lực phải tuân theo TCVN 9386:2012, mục 4.3.3.5 Cụ thể, các thành phần nằm ngang của tải trọng động đất cần được tính toán riêng rẽ, sử dụng quy tắc tổ hợp cho các phản ứng dạng dao động Giá trị lớn nhất của tải trọng động đất có thể xác định bằng căn bậc hai của tổng bình phương các giá trị.

Tải tính toán là yếu tố quan trọng trong việc thiết kế và tính toán cho các công trình xây dựng Do đó, trong bảng tổ hợp, chúng ta không cần nhân thêm hệ số vượt tải.

Trong quá trình kiểm tra độ ổn định của kết cấu, việc sử dụng tải tiêu chuẩn là rất quan trọng Do đó, trong bảng tổ hợp, cần phải nhân thêm hệ số vượt tải để đảm bảo tính chính xác và an toàn cho kết cấu.

Bảng 3.12 Các trường hợp tổ hợp tải trọng có xét đến thành phần động của tải trọng gió và tải động đất theo phương pháp phổ phản ứng

Load combination type Case name Scale factor

1 WDX SRSS WD1X; WD2X; WD3X 1; 1; 1

3 WDY SRSS WD1Y; WD2Y; WD3Y 1; 1; 1

10 Comb6 Add TT; HT; WX 1; 0.9; 0.9

11 Comb7 Add TT; HT; WX 1; 0.9; -0.9

12 Comb8 Add TT; HT; WY 1; 0.9; 0.9

13 Comb9 Add TT; HT; WY 1; 0.9; -0.9

14 Comb10 Add TT; HT; WX; WY 1; 0.9; 0.63; 0.63

15 Comb11 Add TT; HT; WX; WY 1; 0.9; 0.63; -0.63

16 Comb12 Add TT; HT; WX; WY 1; 0.9; -0.63; 0.63

17 Comb13 Add TT; HT; WX; WY 1; 0.9; -0.63; -

20 Comb16 Add TT; HT; QX 1; 0.3; 1

21 Comb17 Add TT; HT; QY 1; 0.3; 1

Kiểm tra ổn định kết cấu theo trạng thái giới hạn 2

Ta sử dụng tải trọng tiêu chuẩn để kiểm tra chuyển vị tại đỉnh của công trình

Sử dụng tổ hợp sau để kiểm tra chuyển vị đỉnh công trình (dùng trạng thái giới hạn

Bảng 3.13 Chuyển vị đỉnh công trình

− Ta có: Chuyển vị ngang lớn nhất tại đỉnh nhà: f max = 0.0268 m

−Theo TCVN 198 : 1997, kết cấu khung BTCT:

−Thỏa điều kiện chuyển vị đỉnh.

THIẾT KẾ CẦU THANG BỘ

Kích thước sơ bộ

− Cầu thang 2 vế dạng bản, mỗi vế gồm 10 bậc thang với kích thước: h cm; b 30cm

− Chiều dày bản thang đươc chọn sơ bộ theo công thức :

 (L 0 = 4,2m là nhịp tính toán của bản thang)

− Nên ta chọn chiều dày bản thang hb = 13 cm

− Chọn kích thước dầm cầu thang :

− Vậy kích thước dầm thang 200x300mm

− Mặt bằng cầu thang bộ tầng điển hình

Hình 4.1 Mặt bằng cầu thang tầng điển hình

Vật liệu

Bê tông B30:R b 17  MPa R  ; bt 1.2  MPa E  ; b  3 2.510 3 MPa Thép AI d  10 :  R s R sc 225 MPa R , s w 175 MPa E ; s  210 10 3 MPa

Thép AIII d  10 :  R s R sc 365 MPa R , s w 290 MPa E ; s  200 10 3 MPa

Tải trọng

− Tải trọng tác dụng lên bản nghiêng của thang

Tĩnh tải

−Gồm trọng lượng bản thân các lớp cấu tạo Tĩnh tải được xác định theo công thức sau:

+  i : khối lượng của lớp thứ i;

+  tdi : chiều dày tương đương của lớp thứ i theo phương bản nghiêng;

+ ni: hệ số tin cậy lớp thứ i

G?ch lát dày 20 mm V? a lót dày 20 mm

B?n BTCT dày 130 mm V? a trát dày 15 mm B?c thang xây b?ng g?ch

Chiều dày tương đương của bậc thang được xác đinh theo công thức sau: d os 2 b t h c 

Trong đó: hb: Chiều cao bậc thang;

: Góc nghiêng của thang Để xác định chiều dày tương đương của lớp đá granite, vữa xi măng

+ lb: Chiều dài bậc thang;

+ hb: Chiều cao bậc thang;

+  i : chiều dày tương đương của lớp thứ i ; + : Góc nghiêng của thang.

Hoạt tải

Hoạt tải được tra bảng TCVN 2737-1995 c p p n p

+ pc : hoạt tải tiêu chuẩn được tra bảng TCVN 2737-1995 ( pc = 360 kN/m 2 ) + np : hệ số tin cậy được tra bảng TCVN 2737-1995 ( np = 1.2)

Bảng 4.1 Chiều dày các lớp cấu tạo bản thang

Chiều dày lớp đá hoa cương Chiều dày lớp vữa xi măng Chiều dày lớp bậc thang gạch theo phương nghiêng

  cm cm cm cm cm

Bảng 4.2 Tĩnh tải các lớp cấu tạo bản thang

Chiều dày tương đương (cm) γ (daN/m 3 )

Lớp bê tông cốt thép 13 13 2500 1.1 358

−Tải trọng tác dụng trên 1m dài bề rộng bản thang: q = (g+p).1 + 30 = (1075.41 + 30) 1= 1105.41 daN/m

−Trong đó: khối lượng của tay vịn bằng sắt + gỗ bằng 30 daN/m

Tải trọng tác dụng lên bản chiếu nghỉ:0

− Tĩnh tải bản chiếu nghỉ:

Hình 4.3 Cấu tạo bản chiếu nghỉ

− Hoạt tải: được tra bảng TCVN 2737-1995 c p p n p

+ pc : hoạt tải tiêu chuẩn được tra bảng TCVN 2737-1995 ( pc = 300 kN/m2) + np : hệ số tin cậy được tra bảng TCVN 2737-1995 ( np = 1.2)

MẶ T BẬ C Ố P ĐÁ GRANITE, DÀ Y 15

VỮ A XIMĂ NG, DÀ Y 20LỚ P BÊ TÔ NG CỐ T THÉ P,DÀ Y 150VỮ A XIMĂ NG, DÀ Y 20

Bảng 4.3 Tĩnh tải các lớp cấu tạo bản chiếu nghỉ

Tải trọng Vật liệu Chiều dày

Lớp bê tông cốt thép 13 2500 1.1 358

− Tải trọng phân bố trên 1m bề rộng bản chiếu nghỉ q =(g + p).1 = 866.4 daN/m

Tính toán bản thang

Để tính toán, cắt một dãy có bề rộng 1 m Do hai vế cầu thang giống nhau trong công trình, sinh viên chỉ cần tính cho một vế và áp dụng kết quả tương tự cho vế còn lại.

Trong kết cấu bê tông toàn khối, không tồn tại liên kết ngàm tuyệt đối hay liên kết khớp tuyệt đối Sự hiểu biết về liên kết giữa bản thang với dầm chiếu tới, dầm chiếu nghỉ và vách cứng phụ thuộc vào độ cứng, tải trọng và quy trình thi công của các bộ phận kết cấu.

Sinh viên nhận thấy rằng nếu liên kết giữa bản thang và vách là liên kết ngàm, sẽ dẫn đến tình trạng thép bụng ít và thép gối lớn, gây ra sự phá hoại tại bụng do thiếu thép Ngược lại, nếu là liên kết khớp, sẽ dẫn đến dư thép bụng và thiếu thép gối, gây nứt tại gối và chuyển dần về khớp dẻo Việc thi công sau này cũng làm khó khăn trong việc đảm bảo liên kết giữa bản thang, dầm chiếu nghỉ và vách là ngàm Trong trường hợp xảy ra sự cố, cầu thang bộ trở thành lối thoát hiểm duy nhất, và tải trọng lên cầu thang có thể tăng cao hơn mức bình thường, do đó, tính an toàn của cầu thang cần được đảm bảo tối đa để tránh phá hoại.

Để đảm bảo tính thẩm mỹ và độ bền của cầu thang trong quá trình sử dụng, cần tránh tình trạng nứt gối và nhịp Việc nứt cầu thang có thể dẫn đến hiện tượng bong tróc lớp gạch, gây mất mỹ quan và an toàn Do đó, trong quá trình thiết kế và tính toán, cần bổ sung thép gối để tăng cường độ ổn định cho cầu thang.

Kết luận: Qua các phân tích, để đảm bảo an toàn và khả năng sử dụng của công trình trong điều kiện tải trọng bất lợi, đồng thời duy trì tính thẩm mỹ của cầu thang, sinh viên đã lựa chọn sơ đồ 2 đầu khớp cho tính toán Tuy nhiên, vẫn cần bố trí thép cấu tạo trên gối để ngăn ngừa nứt cho cầu thang.

4.6.2 Kết quả nội lực cầu thang

Hình 4.4 Sơ đồ tĩnh tải cầu thang

Hình 4.5 Sơ đồ hoạt tải cầu thang

Hình 4.6 Sơ đồ Nội lực cầu thang

4.6.3 Tính toán bố trí cốt thép Tính toán cốt thép

− Trình tự tính toán như sau: b b o m 2 m s b b o s ξγ R bh α = M , ξ = 1- 1-2α , A = , , γ R bh R    m R    R (0.1)

− Chọn lớp bê tông bảo vệ a0 = 15 mm do đó ta giả thiết được a = 20 mm Với: b = 1100 mm; ho = 130 - 20 = 110 mm

− Kết quả tính toán cốt thép cầu thang tầng điển hình

Bảng 4.4 Tính thép cầu thang tầng điển hình

(giao bản thang và chiếu nghỉ) 11.72 3.01 0.27 ỉ10a200 3.93

4.7 Kiểm tra độ võng 4.7.1 Độ võng giới hạn

Ngoài việc đảm bảo khả năng chịu lực, các yêu cầu về độ võng cũng cần được chú trọng vì ảnh hưởng đến tâm sinh lý người sử dụng Kiểm tra độ rung động được quy định rõ ràng trong TCVN 5574:2012.

− Độ võng giới hạn của cầu thang theo phương đứng, ứng với nhịp cầu thang là 4.2m là:

− Kết quả tính từ sap 2000 là 0.9 mm

Hình 4.7 Chuyển vị cầu thang

Kết luận: Thỏa mãn độ võng cho phép 4.8 Tính toán dầm cầu thang (200x300mm) 4.8.1 Tải trọng

−Tải trọng do bản thang truyền vào (bằng phản lực gối tựa bản thang)

−Tải trọng bản thân dầm thang: q b h h n 2  b ( d  s )  b =0.2 (0.3   0.13) 1.1 25    0.94

−Tải trọng do ô bản sàn truyền vào ( L 1  2.7 m , L 2  2.4 m , 1

−Trong đó, tải trọng q tác dụng lên sàn theo bảng sau:

Bảng 4.5 Tĩnh tải các lớp cấu tạo dầm cầu thang

Lớp bê tông cốt thép 13 2500 1.1 358

− Tông tải trọng ác dụng lên dầm cầu thang:

Dầm có 2 đầu ngàm, nhịp L=2.7m

Hình 4.8 Sơ đồ tải trọng dầm cầu thang

Hình 4.9 Sơ đồ nội lực cầu thang

4.8.3 Tính toán cốt thép dọc

− Trình tự tính toán như sau: b b o m 2 m s b b o s ξγ R bh α = M , ξ = 1- 1-2α , A = , , γ R bh R    m R    R (0.2)

− Khỏang cách thông thủy giữa lớp bê tông bảo vệ và lớp cốt thép + Gối: a0mm

− Kết quả tính toán cốt thép cầu thang tầng điển hình

Bảng 4.6 Tính thép dầm cầu thang tầng điển hình

Kiểm tra khả năng chịu cắt của bê tông

− Dầm cầu thang không đủ khả năng chịu cắt, cần phải bố trí thêm cốt đai

− Lực cắt lớn nhất tại gối: Qmax = 85.09KN

− Chọn cốt đai ỉ6, số nhỏnh đai n=2, asw=0.283cm 2

− Xác định bước cốt đai

− Khoảng cách cực đại giữa 2 cốt đai

− Chọn khoảng cách S giữa các cốt đai bố trí trong đoạn L/4 đầu dầm:15cm

− Kiểm tra chọn cốt đai

− Vậy dầm không bị phá hoại trên tiết diện nghiêng do ứng suất nén chính gây ra

− Cốt đai ở đoạn giữa nhịp dầm L/2

− Chọn khoảng cách S giữa các cốt đai bố trí trong doạn L/2 giữa dầm:s cm

THIẾT KẾ SÀN TẦNG ĐIỂN HÌNH

Mặt bằng kết cấu sàn

Hình 5.1 Mặt bằng sàn tầng điển hình

Thông Số Thiết Kế

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

− TCXDVN 5574–2012: Kết cấu bê tông và bê tông cốt thép - Tiêu chuẩn thiết kế

− Trọng lượng riêng của các thành phần cấu tạo sàn lấy theo “ sổ tay thực hành kết cấu công trình” ( PGS TS.Vũ Mạnh Hùng )

Do các công trình có nhịp lớn hơn 7,5m, sinh viên áp dụng kết cấu hệ dầm trực giao để nâng cao độ cứng cho sàn và độ cứng không gian của công trình Điều này đặc biệt quan trọng đối với các công trình cao tầng chịu tải trọng ngang lớn như gió và động đất.

− Chọn ô sàn có kích thước lớn nhất trong mặt bằng công trình để chọn chiều dày sàn như đã sơ bộ ở phần trên h s  150 mm

− Tải trọng tác dụng lên sàn bao gồm:

+ Trọng lượng bản thân sàn

+ Tĩnh tải phụ thuộc các lớp cấu tạo sàn

+ Tĩnh tải tường trên sàn

+ Hoạt tải phụ thuộc mục đích sử dụng của sàn

Các khu vực với chức năng khác nhau sẽ có cấu tạo sàn khác nhau, dẫn đến giá trị tĩnh tải sàn cũng khác nhau Các kiểu cấu tạo sàn tiêu biểu bao gồm sàn khu ở (phòng khách, phòng ăn + bếp, phòng ngủ), sàn ban công, sàn hành lang và sàn vệ sinh Mỗi loại sàn này có cấu tạo riêng biệt để phù hợp với mục đích sử dụng.

5.2.4.1 Tĩnh tải Tĩnh tải tác dụng lên sàn

Hình 5.2 Các lớp cấu tạo sàn tầng 1 – 15

Bảng 5.1 Tĩnh tải tác dụng lên sàn khu dịch vụ - khu ở - hành lang - ban công

5.2.4.3 Hoạt tải Hoạt tải tác dụng lên sàn

− Hoạt tải được xác định dựa trên công năng của các phòng

Tính toán cốt thép cho sàn bằng phần mềm safe

− Các bước tính toán nội lực sàn trong Safe

Sau khi thực hiện giải nôi lực khung và mô hình hóa sàn hợp lý trong phần mềm Etabs, chúng ta tiến hành xuất bản sàn điển hình của tầng 10 sang phần mềm Safe để tiếp tục phân tích và thiết kế.

Tải trọng sàn mô hình trong Safe được lấy từ Etabs xuất qua

Bước 3: Chia dải sàn thành các dải strips để thuận tiện cho việc tính toán cốt thép Việc chia dải strips quá rộng có thể dẫn đến tính toán không chính xác do nội lực phân bố không đều, trong khi đó, nếu chia dải quá nhỏ, quá trình tính toán sẽ trở nên phức tạp và tốn thời gian.

Chia dải với bề rộng dải L/4 m trên suốt mặt bằng sàn dầm theo 2 phương X và phương Y

Để đảm bảo biểu đồ moment đồng nhất, cần chia dải sao cho không có sự kết hợp giữa các giá trị moment âm và dương Điều này là quan trọng vì phần mềm SAFE sẽ cộng dồn trung bình giá trị moment, ảnh hưởng đến độ chính xác của phân tích.

Hình 5.3 Chia strips sàn tầng điển hình phương X

Hình 5.4 Chia strips sàn tầng điển hình phương Y

Hình 5.5 Nội lực strips sàn tầng điển hình phương X

Hình 5.6 Nội lực strips sàn tầng điển hình phương Y

Tính cốt thép cho sàn

− Chọn lớp bê tông bảo vệ a bv  15( mm )do đó ta giả thiết được a  20( m m ) Với : b  1 0 0 0 ( m m ) ; h h a o    180 20 160(   mm )

Bê tông B30 : R b  17 MPa ; R bt  1.2 MPa ;   b 1

Bảng 5.4 Bảng tính thép theo dãy strip phương X

Strip Station Location Global M3 As

Bảng 5.5 Bảng tính thép theo dãy strip phương Y

Strip Station Location Global M3 As

Độ võng dài hạn

Khi đánh giá sự làm việc dài hạn của kết cấu bê tông cốt thép (BTCT), cần xem xét các yếu tố từ biến, co ngót và tác động lâu dài của các loại tải trọng Theo TCVN 356 – 2005, độ võng toàn phần f được xác định bằng công thức: f = f1 – f2 + f3.

Độ võng của kết cấu chịu tải trọng có thể được phân loại thành ba loại chính: 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; và f3, là độ võng do tác dụng dài hạn của tải trọng dài hạn.

Việc tính võng cho sàn làm việc theo hai phương chỉ thực sự hiệu quả khi áp dụng phương pháp PTHH, trong đó các yếu tố liên quan đến biến dạng được xem xét đầy đủ.

− Độ võng giới hạn [fu] = 25 mm ( Bảng 4 – TCVN 5574 – 2012)

Hình 5.7 Độ võng dài hạn của sàn Độ võng sàn tính từ safe là f max 22mm  f u 25mm

Thỏa điều kiện độ võng.

THIẾT KẾ SÀN PHẲNG

Mặt bằng kết cấu sàn

− Chiều dày sàn phụ thuộc vào nhịp và tải trọng tác dụng

− Chọn sơ bộ chiều dày bản sàn theo công thức max 9

6.2.3 Chia dải cho bản sàn: dải đầu cột và dải giữa nhịp

Trong quá trình tính toán và thiết kế bản sàn phẳng, bản thường được chia thành hai dải: dải trên đầu cột và dải giữa nhịp, với chiều rộng mỗi dải bằng 1/2 bước cột Theo tiêu chuẩn ACI 318-2002, cách chia dải sàn được mô tả trong hình 18-4.

Thông Số Thiết Kế

− Chiều dày sàn phụ thuộc vào nhịp và tải trọng tác dụng

− Chọn sơ bộ chiều dày bản sàn theo công thức max 9

6.2.3 Chia dải cho bản sàn: dải đầu cột và dải giữa nhịp

Trong thiết kế và tính toán bản sàn phẳng, người ta thường phân chia bản thành hai dải: dải trên đầu cột và dải giữa nhịp, mỗi dải có chiều rộng bằng 1/2 bước cột Cách chia dải sàn này được quy định theo ACI 318-2002, như thể hiện trong hình 18-4 của tài liệu.

− Tải trọng tác dụng lên sàn bao gồm:

+ Trọng lượng bản thân sàn

+ Tĩnh tải phụ thuộc các lớp cấu tạo sàn

+ Tĩnh tải tường trên sàn

+ Hoạt tải phụ thuộc mục đích sử dụng của sàn

Theo yêu cầu sử dụng, các khu vực chức năng khác nhau sẽ có cấu tạo sàn khác nhau, dẫn đến giá trị tĩnh tải sàn cũng khác nhau Các kiểu cấu tạo sàn tiêu biểu bao gồm sàn khu ở (phòng khách, phòng ăn + bếp, phòng ngủ), sàn ban công, sàn hành lang và sàn vệ sinh Mỗi loại sàn này có cấu tạo riêng biệt phù hợp với mục đích sử dụng của từng khu vực.

6.2.4 Tĩnh tải Tĩnh tải tác dụng lên sàn

Hình 6.2 Các lớp cấu tạo sàn tầng 1 – 15 Bảng 6.1 Tĩnh tải tác dụng lên sàn khu dịch vụ - khu ở - hành lang - ban công

6.2.6 Hoạt tải Hoạt tải tác dụng lên sàn

−Hoạt tải được xác định dựa trên công năng của các phòng

Tính toán cốt thép cho sàn bằng phần mềm safe

− Hệ kết cấu sàn được chọn là kết cấu sàn không dầm (còn gọi là sàn nấm hay sàn phẳng– Flat Slabs) không có mũ cột

Có hai phương pháp tính toán và xác định momen trong kết cấu bản sàn hai phương được quy định trong các tiêu chuẩn của Mỹ, Úc và một số nước Châu Âu Hai phương pháp này bao gồm phương pháp thiết kế trực tiếp và phương pháp khung tương đương.

Trong thực tế hiện nay, máy tính đã trở thành công cụ phổ biến trong các cơ quan tư vấn thiết kế và cho các kỹ sư trong lĩnh vực xây dựng Nhờ vào các phần mềm tính toán kết cấu tiên tiến, việc giải quyết các bài toán kết cấu không gian ba chiều bằng phương pháp phần tử hữu hạn đã trở nên dễ dàng hơn Điều này làm cho các phương pháp thiết kế truyền thống chủ yếu mang tính lý thuyết và chỉ phù hợp với tính toán thủ công Trong đồ án này, phần mềm Safe v12.2 được sử dụng để xác định nội lực của bản sàn.

Những ô sàn có lỗ để bố trí hệ thống kỹ thuật như đường ống cấp thoát nước xuyên tầng được xem là liên tục Các biện pháp cấu tạo sẽ được áp dụng sau này để xử lý vấn đề này.

Kết cấu sàn phẳng là loại sàn chịu uốn theo hai phương, trong đó tải trọng trên mặt sàn được truyền lên các dải bản sàn nằm theo hàng cột Khác với hệ kết cấu sàn có dầm đỡ trên bốn cạnh, ở sàn phẳng, toàn bộ tải trọng không được truyền lên dầm mà lên các dải cột, tương tự như các dầm trong hệ thống kết cấu sàn dầm.

Trong thiết kế, mặt bằng sàn được phân chia thành hai loại dải: dải trên cột và dải giữa nhịp Dải trên cột là phần sàn nằm trên hàng cột, có bề rộng bằng ½ nhịp từ tim trục cột Trong khi đó, dải giữa nhịp được hình thành từ khoảng giữa hai đường biên của các dải cột Các dải trên cột hoạt động như dầm liên tục đặt trên các đầu cột, trong khi các dải giữa nhịp cũng là dải liên tục, được hỗ trợ bởi các gối tựa đàn hồi từ các dải trên cột vuông góc với chúng.

6.3.2 Tính toán cốt thép cho sàn bằng phần mềm safe

−Các bước tính toán nội lực sàn trong Safe

Sau khi hoàn tất việc giải nôi lực khung và mô hình hóa sàn hợp lý trong phần mềm Etabs, chúng ta tiến hành xuất bản sàn điển hình của tầng 10 sang phần mềm Safe để thực hiện các phân tích và thiết kế tiếp theo.

Tải trọng sàn mô hình trong Safe được lấy từ Etabs xuất qua

Bước 3: Chia dải sàn thành các dải strips để thuận tiện cho việc tính toán cốt thép Việc chia dải strips quá rộng có thể dẫn đến tính toán không chính xác và nguy hiểm do nội lực phân bố không đều, trong khi chia dải quá nhỏ sẽ làm cho quá trình tính toán trở nên phức tạp và tốn thời gian.

Chia dải với bề rộng dải L/4 m trên suốt mặt bằng sàn dầm theo 2 phương X và phương Y

Để đạt được biểu đồ moment đồng nhất, nguyên tắc là chia dải sao cho không kết hợp các vùng có moment âm và dương Việc này quan trọng vì phần mềm SAFE sẽ cộng dồn trung bình giá trị moment, ảnh hưởng đến kết quả phân tích.

Hình 6.3 Chia strips sàn tầng điển hình phương X

Hình 6.4 Chia strips sàn tầng điển hình phương Y

Hình 6.5 Nội lực strips sàn tầng điển hình phương X

Hình 6.6 Nội lực strips sàn tầng điển hình phương Y

6.3.3 Tính cốt thép cho sàn

Bảng tính toán thép sàn tầng điển hình:

Bảng 6.4 Bảng tính thép theo dãy strip phương X

The data reveals significant variations in performance metrics across different CSB1, CSB7, and CSB8 instances For CSB1, notable changes include a decrease of -74.65 after 9.30 and an increase of 29.92 after 12.88 In contrast, CSB7 shows a dramatic drop of -408.77 before 8.70, followed by a recovery of 192.61 after 4.10 Additionally, CSB8 demonstrates a decrease of -44.40 after 2.90 These fluctuations highlight the importance of monitoring performance before and after specific interventions to assess their impact effectively.

The data presents various measurements for CSB8, CSB12, CSB13, and CSB14 across different time points, highlighting significant changes in values before and after specific intervals For instance, CSB8 shows a notable transition from -74.86 to 29.93, indicating a substantial improvement Similarly, CSB12 reflects changes from -64.19 to 111.64, showcasing a marked enhancement in performance CSB13 also reveals fluctuations, with values shifting from -86.79 to 180.95, while CSB14 demonstrates a range of outcomes, including a drop from -244.69 to 149.72 These results underscore the dynamic nature of the data, emphasizing the importance of continuous monitoring and analysis.

The data analysis of CSB15 to CSB19 reveals significant variations in measurements before and after specific intervals For instance, CSB15 shows notable changes with values of -353.44 after 33.15 and 177.60 before 37.96 Similarly, CSB16 displays fluctuations, including a decrease to -50.22 after 16.5 and an increase to 112.60 after 21 The CSB17 data indicates a transition from negative to positive values, with -7.22 after 25.5 and 111.19 after 37.5 In CSB18, the measurements reflect a considerable drop to -354.10 after 33.15, contrasting with a value of 159.32 before 21 Lastly, CSB19 illustrates a dramatic shift from -413.46 before 8.7 to 193.10 after 4.1, highlighting the overall trends in the dataset.

CSB19 25.8 After -256.52 54.265 13.57 0.754 ỉ14a110 13.99 CSB19 29.1 After 122.97 25.120 6.28 0.349 ỉ14a200 7.69 CSB19 33.3 After -408.04 90.283 22.57 1.254 ỉ14a60 25.64 CSB19 37.9 Before 193.64 40.276 10.07 0.559 ỉ14a150 10.26 CSB19 41.7 Before -271.00 57.558 14.39 0.799 ỉ14a100 15.39

Bảng 6.5 Bảng tính thép theo dãy strip phương Y

As/1m (cm²) μ% Bố trí Asc

The data analysis for CSA1 shows significant variations before and after specific points, with notable values such as -350.88 before and 140.34 after at CSA1 7.70 and CSA1 35.90, respectively In CSA2, the results indicate fluctuations, particularly with -109.31 before and 43.35 after at CSA2 15.70 and CSA2 13.00 CSA6 also presents contrasting data, with -276.38 before and 148.87 after at CSA6 31.70 and CSA6 28.28 These metrics highlight the changes in performance across different CSA categories, emphasizing the importance of monitoring these values for informed decision-making.

The data presents a series of measurements for CSA7, CSA10, and CSA12, highlighting significant variations in values before and after specific intervals For CSA7, notable changes include a drastic decrease of -284.61 at 8.30 After and a recovery of 148.62 at 28.28 After CSA10 shows fluctuations with a substantial drop of -356.44 at 7.70 Before, contrasted by an increase of 141.23 at 35.90 After CSA12 indicates a variety of outcomes, with a significant decrease of -109.70 at 24.30 After and a recovery of 43.36 at 27.00 Before The data underscores the importance of monitoring these variations for analysis and decision-making.

The data presents a comparative analysis of various CSA measurements before and after specific intervals For CSA16, notable changes include a decrease of 108.40 before 0.46 and an increase of 117.47 after 12.00 CSA17 shows significant fluctuations, such as a drop of 227.23 before 15.85 and a recovery to 103.40 after 28 CSA18 reflects a varied performance with a peak of 146.44 after 4 and a decline of 23.61 after 15 Conversely, CSA19 indicates a consistent trend with a high of 103.31 after 28 despite earlier lows like -226.82 before 15.85 This data underscores the dynamic nature of the CSA metrics across different time intervals.

CSA19 32 Before -75.21 12.0805 3.221 0.143 ỉ14a200 7.69 CSA19 36.29 After 100.21 16.1615 4.310 0.192 ỉ14a200 7.69 CSA20 0.463 Before -108.62 17.4894 3.887 0.173 ỉ14a200 7.69 CSA20 4.17 After 106.29 17.1102 3.802 0.169 ỉ14a200 7.69 CSA20 8 After -30.00 5.0625 1.125 0.047 ỉ14a200 7.69 CSA20 12 After 117.72 18.9788 4.218 0.187 ỉ14a200 7.69 CSA20 16.5 Before -28.11 5.0625 1.125 0.044 ỉ14a200 7.69 CSA20 20 After 35.67 5.6883 1.264 0.056 ỉ14a200 7.69 CSA20 23.5 After -28.73 5.0625 1.125 0.045 ỉ14a200 7.69 CSA20 28 Before 118.09 19.0401 4.231 0.188 ỉ14a200 7.69 CSA20 32 Before -28.55 5.0625 1.125 0.045 ỉ14a200 7.69 CSA20 35.82 Before 106.65 17.1680 3.815 0.170 ỉ14a200 7.69 CSA20 39.53 After -109.32 17.6049 3.912 0.174 ỉ14a200 7.69

Kiểm tra độ võng

− Kiểm tra độ võng đàn hồi của sàn

− Khi nhịp sàn nằm trong khoảng 5m < L < 10m thì  

250 f  l = 0.036m ( theo tiêu chuẩn việt nam 5574:2012) fmax = 0.0145 (m) < [f] = 0.036 (m) => Thỏa điều kiện độ võng

−Do độ võng khá nhỏ nên vết nứt sinh ra do sàn bị võng là không đáng kể Vì thế, không cần kiểm tra vết nứt của sàn

Hình 6.7 Độ võng của sàn

Kiểm tra điều kiện chọc thủng

− Trong phuong án thiết kế kết cấu ta chọn phương án sàn không dầm, không mũ, do đó việc tính toán chọc thủng cho sàn là rất cần thiết

− Đều kiện kiểm tra chọc thủng cho sàn F   R u h bt m

+ F: là tải trọng gây nên sự phá hoại theo kiểu đâm thủng F q l l1 2  b c 2h o  2  + : là hệ số lấy bằng một đối với bê tông nặng

+ R bt : là cường độ chụi kéo tính toán của bê tông R bt 1.2MPa

+ u m : là chu vi trung bình của mặt đâm thủng u m 2 2  h o  b c h c 

− Tĩnh tải tác dụng lên sàn: 1.1 25 0.25 1.1 1.95      9.02  kN m / 2 

− Hoạt tải tác dụng lên sàn: 1.2 2   2.4  kN m / 2 

− Lực gây xuyên thủng:F xt 11.42 8 8.250.5 2 0.225   2 753.75kN

− Khả năng chống xuyên thủng của sàn:

− Vậy sàn đảm bảo điều kiện chống xuyên thủng

Để đảm bảo cột có khả năng chịu nội lực từ co ngót bê tông và nhiệt độ, đồng thời tăng cường liên kết giữa cột và các cấu kiện khác, cần thiết phải đặt lớp thóp cấu tạo ỉ12a200 trên đầu cột.

+ Chiều dài các thanh là c 0,35.l = 0,35.9 = 3,15 m

Kiểm tra khả năng chịu cắt của sàn

− Lực cắt lớn nhất nằm ở dải CSA10 với giá trị : 337,12 kN

− Khả năng chịu cắt nhỏ nhất của bê tông:

Trong đó + Hệ số  b 3 = 0,6 với bê tông nặng

+ Hệ số  n , xét đến ảnh hưởng lực dọc Trong trường hợp này  n =0

+ Hệ số  f xét đến ảnh hưởng của cánh chịu nén trong tiết diện chữ T, chữ I được xác định theo công thức:

   nhưng không lớn hơn 0,5 Để đơn giản xem  f =0

Vậy Q b  337,12 kN   b 3  1     f n  R bh bt 0= 0,6.1.1200.4.125.0,225 = 668.25 kN

Kết luận: được bê tông không bị phá hoại trên tiết diện nghiêng (Cấu kiện sàn không bị phá hoại bởi lực cắt)

Cấu kiện bê tông cốt thép chịu lực cắt cần được tính toán kỹ lưỡng để đảm bảo độ bền, đặc biệt là ở vùng nghiêng giữa các vết nứt xiên.

Q    R bh (Khả năng chịu ứng suất nén chính) Trong đó:

+ Hệ số  w 1 , xét đến ảnh hưởng của cốt thép đai vuông góc với trục dọc cấu kiện, được xác định theo công thức:

+ Đối với sàn không có cốt đai nên  w 1 = 1 + Hệ số  b 1 được xác định theo công thức:

– hệ số, lấy như sau:

+ đối với bê tông nặng, bê tông hạt nhỏ, bê tông tổ ong: 0,02 + đối với bê tông nhẹ: 0,01

Q    R bh = 0,3.1.(1- 0,02.17).1700.4.125.0,225 = 3392 (kN) Lớn hơn nhiều so với Vmax = 337,12 kN vậy điều kiện về hạn chế bề rộng của khe nứt nghiêng hoàn toàn thỏa mãn.

Lựa chọn phương án kết cấu sàn

 So sánh ưu điểm và nhược điểm của sàn sườn và sàn phẳng

Hệ sàn sườn bao gồm dầm và bản sàn, mang lại ưu điểm về tính toán đơn giản Hệ thống này được sử dụng rộng rãi tại Việt Nam nhờ vào công nghệ thi công phong phú, tạo điều kiện thuận lợi cho việc lựa chọn phương pháp thi công.

Nhược điểm của thiết kế này là chiều cao dầm và độ võng của bản sàn tăng lên đáng kể khi vượt khẩu độ lớn, dẫn đến chiều cao tầng của công trình lớn hơn, gây lãng phí không gian sử dụng.

Sàn không dầm có cấu tạo bao gồm các bản kê trực tiếp lên cột, mang lại nhiều ưu điểm như giảm chiều cao kết cấu, tiết kiệm không gian sử dụng và dễ dàng phân chia không gian Phương án thi công sàn không dầm nhanh hơn so với sàn dầm nhờ vào việc không cần gia công cốp pha và cốt thép dầm phức tạp, đồng thời việc lắp dựng ván khuôn và cốp pha cũng trở nên đơn giản hơn.

Nhược điểm của phương án này là các cột không liên kết với nhau để tạo thành khung, dẫn đến độ cứng thấp hơn so với phương án sàn dầm Do đó, khả năng chịu lực theo phương ngang kém hơn, khiến tải trọng ngang chủ yếu do vách chịu và tải trọng đứng do cột và vách đảm nhận Để đảm bảo khả năng chịu uốn và chống chọc thủng, sàn cần có chiều dày lớn, làm tăng khối lượng sàn.

Để thực hiện so sánh chính xác, cần xem xét tổng nội lực của khung kết cấu tác động lên móng Bên cạnh đó, việc đánh giá điều kiện thi công và yếu tố kinh tế cũng rất quan trọng.

Khối lượng bê tông của sàn phẳng thường lớn, dẫn đến chi phí móng cao hơn so với móng của sàn sườn toàn khối Đây là một tính toán sơ bộ cho một sàn tầng điển hình.

Bảng 6.6 Bảng so sánh phương án 1 sàn tầng điển hình

Sàn sườn toàn khối Sàn phẳng có dầm biên

Khối lượng bê tông sàn (m3) 302 420

Khối lượng cốt thép sàn (tấn) 18.39 23.99

Khối lượng thép và bê tông có sự chênh lệch đáng kể Đặc biệt, với công trình có nhịp lớn nhất 9 m, sàn sườn toàn khối cho khả năng vượt nhịp vượt trội hơn so với sàn phẳng có dầm biên.

Khi xem xét điều kiện thi công, sàn phẳng có dầm biên được thi công nhanh hơn so với sàn sườn toàn khối Tuy nhiên, trong bài viết này, chúng ta chỉ tập trung vào vai trò của nhà thiết kế.

Do đó ta chọn phương án sàn sườn toàn khối.

TÍNH TOÁN KHUNG

Số Liệu Tính Toán

− TCVN 198-1997, Nhà cao tầng– Thiết kế bê tông cốt thép toàn khối

− TCVN 2737-1995, Tải trọng và tác động – Tiêu chuẩn thiết kế

− TCVN 5574-2012, Kết cấu bê tông và bê tông cốt thép – Tiêu chuẩn thiết kế

Việc tính toán sẽ được thực hiện theo các bước sau đây:

 Bước 1: Chọn sơ bộ kích thước

 Bước 2: Tính toán tải trọng

 Bước 3: Tổ hợp tải trọng

 Bước 4: Tính toán nội lực bằng phần mềm Etabs

 Bước 5: Tính toán thép cho từng cấu kiện

7.2 Sơ Đồ Tính Toán 7.2.1 Lựa chọn sơ đồ tính

− Công trình có kích thước 42

Khi giải bài toán theo sơ đồ khung không gian với tải trọng đứng và tải trọng ngang, ta cần xem xét khả năng làm việc đồng thời của khung, vách cứng và lõi Điều này giúp đánh giá hiệu quả chịu lực và đảm bảo tính toàn vẹn của cấu trúc.

Phần mềm ETABS 2015 được sử dụng để phân tích kết cấu, cho phép mô hình hóa toàn bộ các kết cấu chính của công trình với từng loại phần tử phù hợp.

Khi thực hiện giải khung, trước tiên cần giải khung không gian Sau đó, dựa vào kết quả nội lực, chúng ta sẽ tiến hành tính toán và bố trí cốt thép cho khung trục E và 4.

7.2.2 Lựa chọn tiết diện thiết kế

− Tiết diện dầm được lựa chọn như 2.4.2, CHƯƠNG 2:.

Tải trọng tác động

Bảng 7.1 Tĩnh tải tác dụng lên sàn khu dịch vụ - khu ở - hành lang - ban công

Chiều dày Trọng lượng riêng Tĩnh tải tiêu chuẩn Hệ số vượt tải

Bảng 7.3 Tĩnh tải tác dụng lên sàn tầng hầm

Bảng 7.4 Tĩnh tải tác dụng lên sàn tầng mái

− Công trình xây dựng tại Quận 10, Tp.Hồ Chí Minh thuộc vùng gió II-A và địa hình

C Tra bảng TCVN 2737:1995 được: Wo = 83 daN/m 2

− Kết quả tải trọng gió tĩnh quy về lực tập trung tác dụng tại tâm sàn mỗi tầng theo 2 phương như bảng dưới đây

Bảng 7.5 Giá trị thành phần gió tĩnh tính toán theo phương X và phương Y

Bảng 7.6 Bảng kết quả tính toán gió động theo phương X

Giá trị tính toán thành phần tĩnh của tải trọng gió

Chieà u cao từ ng taà ng (m)

Kích Thướ c Nhà Cao độ

Bảng 7.7 Bảng tính toán gió động theo phương Y

Bảng 7.8 Bảng tính toán phổ thiết kế

Tính toán và thiết kế cho dầm

7.4.2 Lý thuyết tính toán cốt thép dọc

Cốt thép trong dầm được xác định dựa trên cấu kiện chịu uốn, và để đơn giản hóa quá trình, chúng tôi phát triển một chương trình tính toán cốt thép cho dầm từ dữ liệu xuất ra từ ETABS Dữ liệu này bao gồm biểu đồ bao Moment cho tất cả các tổ hợp Việc tính toán được thực hiện tại ba tiết diện nguy hiểm, tuân theo biểu đồ bao nội lực.

− Trình tự tính toán Đối với cốt đơn

Giả thiết a = h/10 cm  ho = h – a Áp dụng công thức tính toán:

Hàm lượng cốt thép tính toán ra được và hàm lượng bố trí thì phải thỏa điều kiện sau: min m ax

 àmin: tỷ lệ cốt thộp tối thiểu, thường lấy: àmin = 0.05% àmax: tỷ lệ cốt thộp tối đa, thường lấy: max

Trong đồ án tốt nghiệp này, chúng ta tập trung vào yếu tố an toàn, do đó chỉ tiến hành tính toán và thiết kế cho cốt đơn Đối với trường hợp sử dụng cốt kép, cần tăng tiết diện của dầm để đảm bảo tính bền vững và an toàn cho công trình.

Ví dụ: Tính toán cốt thép dọc cho dầm B104 tại tầng 1 có tiết diện h x bp x 30 cm Kết quả nội lực xuất từ ETAPS: M = 513.2 kN.m a=h/10=7 cm, ho = h – a = 70 – 7 = 63 cm

Theo kết quả tính toán, giá trị àmin là 0.05%, à là 1.39% và àmax là 2.51%, cho thấy các điều kiện đã được thỏa mãn Đối với các dầm khung còn lại, sinh viên đã thực hiện tính toán tương tự và bố trí cốt thép như đối với các dầm đối xứng, nhờ vào tính chất đối xứng của công trình.

Bảng 7.9 Bảng tổng hợp kết quả tính toán dầm tầng 10

DẦM CHÍNH TRỤC 1 (D70X30) STORY10 B104 Combbao Max 0.2 233.67 30 70 10.83 0.87 3ỉ25 14.72 STORY10 B104 Combbao Min 0.2 101.77 30 70 4.54 0.24 3ỉ25 14.72 STORY10 B104 Combbao Min 5.6 -513.2 30 70 26.23 1.39 6ỉ25 29.43

DẦM CHÍNH TRỤC 2 (D70X30) STORY10 B108 Combbao Max 3.8 248.51 30 70 11.57 0.61 3ỉ25 14.72 STORY10 B108 Combbao Min 0.225 -142.2 30 70 6.42 0.34 3ỉ28 12.31 STORY10 B108 Combbao Min 7.775 -328.1 30 70 15.66 0.83 3ỉ28 16.48 STORY10 B86 Combbao Max 5.525 251.2 30 70 11.7 0.62 3ỉ25 14.72

STORY10 B110 Combbao Min 0.225 -115.3 30 70 5.16 0.27 3ỉ25 14.72 STORY10 B110 Combbao Min 7.775 -230.1 30 70 10.65 0.56 3ỉ25 14.72 do an

(m) (kN.m) (cm) (cm) (cm 2 ) (%) Bố trí

DẦM CHÍNH TRỤC A (D70X30) STORY10 B17 Combbao Max 5.875 287.29 30 70 13.53 0.72 3ỉ25 14.51

STORY10 B18 Combbao Min 0.225 -85.68 30 70 3.81 0.2 3ỉ25 14.72 STORY10 B18 Combbao Min 7.275 -209.9 30 70 9.66 0.51 3ỉ25 14.72

DẦM CHÍNH TRỤC C (D70X30) do an

DẦM PHỤ 2 (D50X20) STORY10 B109 Combbao Max 4.2 84.061 20 50 5.48 0.61 3ỉ16 6.03

STORY10 B89 Combbao Min 8 -69.69 20 50 5.81 0.81 3ỉ16 6.03 do an

Tính toán cốt thép đai chịu cắt cho dầm

Tiến hành tổ hợp lực cắt nguy hiểm nhất trong dầm Điều kiện tính toán:

Trong đó:b3 = 0.6: đối với bê tông nặng

f = 0: hệ số xét đến ảnh hưởng của cánh chịu nén

n = 0: hệ số xét đến ảnh hưởng lực dọc

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

Khoảng cách lớn nhất giữa các cốt đai tính theo bê tông chịu cắt: max 0 2 max

Khoảng cách giữa các cốt đai được xác định theo công thức: sct = min(h/3, 500) Khoảng cách thiết kế của cốt đai được tính bằng: s = min(smax, sct) Đối với đoạn L/2 giữa dầm, cần bố trí cốt đai theo yêu cầu cấu tạo.

500 , / 3 450 ct mm h khi h mm s mm h khi h mm

Tính cốt đai cho dầm B93 tại tầng 10 có lực cắt lớn Qmax = 283.35 kN

Tiết diện dầm B88: b = 300 mm, h = 700 mm, a = 70 mm Khả năng chịu cắt của bê tông:

 phải tính cốt đai cho dầm Trong đó:

b3 = 0.6: đối với bê tông nặng

f = 0: hệ số xét đến ảnh hưởng của cánh chịu nén

n = 0: hệ số xét đến ảnh hưởng lực dọc

Chọn cốt đai 8, bước đai s = 100 mm, số nhánh đai n = 4

        Kiểm tra điều kiện bê tông chịu nén (ứng suất nén chính): Qmax ≤ Qbt max bt 0.3 w bl b 1 o 0.3 1.21 0.83 17 300 630 968.5

Khả năng chịu cắt của cốt đai: 175 4 50.3

100 352 sw sw sw q R na kN s

Khả năng chịu cắt của cốt đai và bê tông

 khoảng cách bố trí cốt đai hợp lý Đoạn L/2 giữa dầm bố trí đai theo yêu cầu cấu tạo

S  mm  mmkhi h  mm Chọn cốt đai 8a200

Bố trí cốt đai tương tự cho các dầm còn lại.

Tính toán cốt đai gia cường giữa dầm phụ và dầm chính ( cốt treo)

Tại vị trí dầm phụ kê lên dầm chính, do tải trọng tập trung lớn, cần thiết phải sử dụng cốt đai gia cường hoặc cốt xiên (cốt V) để chịu lực Những cốt này được gọi là cốt treo Khi sử dụng cốt đai gia cường, cần đảm bảo cốt đai được đặt dày và xác định diện tích các lớp cốt treo cần thiết.

Dùng cốt đai gia cường thì diện tích thép : tr 1

Trong đó: P P G P G G 1      1 o (với Go là trọng lượng bản thân của dầm chính)

Số lượng cốt treo cần thiết ở mỗi phía của dầm phụ gối lên dầm chính là:

Với: n-là số nhánh cốt đai; asw -là diện tích một nhánh cốt đai

Trong đoạn đặt cốt đai gia cường, không cần đặt thêm cốt đai nào khác nữa Đoạn cần bố trí cốt đai gia cường : b h 1  dc  h dp (H.a)

Tuy nhiên, nếu lượng cốt đai gia cường nhiều, s < 50 mm, để đảm bảo thi công được,cho phép cốt đai gia cường được bố trí trong đoạn b2: b 2  b dp  b 1 (H.b)

Hình 7.2 Đoạn gia cường cốt treo tại vị trí dầm phụ gối lên dầm chính

Tại vị trí có cột, dầm phụ có thể gác lên dầm chính mà không cần sử dụng cốt treo gia cường, vì toàn bộ tải trọng sẽ được truyền xuống cột, đảm bảo không gây hư hại cho dầm chính.

Cấu tạo kháng chấn cho dầm

Trong TCVN 9386:2012, theo giá trị gia tốc nền thiết kế a g   I gR a :

− Động đất mạnh a g  0.08 g , phải tính toán và cấu tạo kháng chấn

− Động đất yếu 0.04 g a  g  0.08 g , chỉ cần áp dụng các giải pháp kháng chấn đã được giảm

− Động đất rất yếu a g  0.04 g , không cần thiết kế kháng chấn

Cấu tạo kháng chấn cho dầm

Các vùng của dầm kháng chấn chính có chiều dài tối đa l cr = h w, trong đó h w là chiều cao của dầm, được tính từ tiết diện ngang đầu mút dầm liên kết vào nút dầm-cột, cũng như từ cả hai phía của bất kỳ tiết diện ngang nào có khả năng chảy dẻo trong thiết kế chịu động đất, đều phải được xem xét là vùng giới hạn.

Trong các dầm kháng chấn chính, vùng xung quanh các cấu kiện thẳng đứng không liên tục (bị cắt/ngắt) cần được xem xét cẩn thận Cụ thể, các vùng trong phạm vi 2h_w ở mỗi phía của cấu kiện thẳng đứng được chống đỡ được coi là vùng tới hạn.

Trong vùng nén, cần bổ sung ít nhất một nửa lượng cốt thép so với khu vực kéo, cùng với số lượng cốt thép nén cần thiết để kiểm tra trạng thái cực hạn của dầm trong thiết kế chịu động đất.

− Trong phạm vi các vùng tới hạn của dầm kháng chấn chính, phải được bố trí cốt đai thỏa mãn những điều kiện sau đây:

− Đường kính d bw của các thanh cốt đai (tính bằng mm) không được nhỏ hơn 6

− Khoảng cách s của các vòng cốt đai (tính bằng mm) không được vượt quá:

Trong đó: d bL là đường kính thanh cốt thép dọc nhỏ nhất (tính bằng mm) h w là chiều cao tiết diện của dầm (tính bằng mm)

Ngoài ra, cốt đai trong dầm phải là đai kín, được uốn móc 4 5 0 và với chiều dài móc là

Hình 7.3 Cốt thép ngang trong vùng tới hạn của dầm

− Theo các trường hợp trên, công trình với a g  0.0846 g  0.08 g , thì áp dụng các giải pháp kháng chấn cần tính toán và cấu tạo kháng chấn

− Vùng kháng chấn lcrp0  Cách cột sp0+50 u0mm

− Do đó ta chọn khoảng cách đai s=min(s1; daidam)=min(100,160)0mm

Tính toán đoạn neo, nối cốt thép

Đoạn neo cốt thép lan an an s an an b l R d d

  Đồng thời đoạn neo cũng không được nhỏ hơn giá trị l an tối thiểu

 an ,  an ,  an , l an tối thiểu tra bảng 36 TCVN 5574-2012 d: đường kính cốt thép; R s : cường độ tính toán của cốt thép

R b : cường độ tính toán của bê tông Đoạn nối cốt thép

Chiều dài đoạn nối cốt thép: an an s an b l R ỉ

  và khụng nhỏ hơn l an   an ỉ

Tính toán và thiết kế cho cột

7.9.2 Lý thuyết tính toán cốt thép dọc

Lý thuyết tính toán cốt dọc cho cột chịu nén lệch tâm xiên

Khái niệm nén lệch tâm xiên

− Nén lệch tâm xiên là trường hợp nén lệch tâm mà mặt phẳng uốn không chứa trục đối xứng của tiết diện

− Thực tế thường gặp ở tiết diện hình chữ nhật có hai trục đối xứng (tiết diện tròn và vòng khuyên không xảy ra nén lệch tâm xiên)

− Gọi hai trục đối xứng của tiết diện là Ox và Oy Góc giữa mặt phẳng uốn và trục Ox là o

Hình 7.6 Nội lực nén lệch tâm xiên

− Có thể phân mômen uốn M thành hai thành phần tác dụng trong hai mặt phẳng chứa trục Ox và Oy là Mx và My (Xem hình vẽ 2.1)

− Trường hợp khi tính toán nội lực đã xác định và tổ hợp riêng Mx và My theo hai phương thì mômen tổng M là: M = M x 2 M y 2

− Góc hợp bởi véctơ của mômen tổng M và trục Ox (góc ) được xác định bởi: tg o = y x

− Cột chịu nén lệch tâm xiên thường gặp trong các khung khi xét sự làm việc của cột đồng thời chịu uốn theo hai phương

Tiết diện chữ nhật chịu nén lệch tâm xiên cần bố trí cốt thép theo chu vi và đối xứng qua hai trục Trong trường hợp Mx gần bằng My, việc thiết kế cột vuông là lựa chọn hợp lý.

Nội lực tính toán cột lệch tâm xiên

− Nội lực để tính toán nén lệch tâm xiên được lấy từ kết quả tổ hợp tải trọng Có độ lệch tâm: e1x = M x

Trong mỗi bộ ba nội lực, cần xem xét độ lệch tâm ngẫu nhiên ea theo từng phương và ảnh hưởng của nó đến uốn dọc theo từng phương Hệ số uốn dọc theo từng phương, ký hiệu là ηi, được tính toán theo công thức cụ thể.

Với vật liệu đàn hồi, N th = 2 2 i oi

 Với bê tông cốt thép , N th tính theo công thức thực nghiệm

− Sơ đồ nội lực tính tính toán được đưa về thành lực N đặt tại điểm D có toạ độ là

 x e ox và  y e oy Điểm E có thể nằm bên trong hoặc bên ngoài tiết diện, ở góc phần tư nào là phụ thuộc vào chiều tác dụng của Mx và My

− Sau khi xét độ lệch tâm ngẫu nhiên và uốn dọc thì mômen tác dụng theo 2 phương được tăng lên thành M * x và M * y :

Hình 7.7 Sơ đồ nội lực với độ lệch tâm

Phương pháp gần đúng tính toán cốt thép cột lệch tâm xiên

TCVN hiện chưa quy định cụ thể về cách tính cột chịu nén lệch tâm xiên, vì vậy phương pháp tính toán được dựa vào hướng dẫn của GS Nguyễn Đình Cống Cách tiếp cận này sử dụng phương pháp gần đúng, chuyển đổi tình huống nén lệch tâm xiên thành nén lệch tâm phẳng tương đương để tính toán cốt thép Tác giả đã tham khảo hai tiêu chuẩn BS8110 và ACI318 để xây dựng các công thức và điều kiện phù hợp với TCVN 356-2005.

− Xét tiết diện có cạnh Cx, Cy Điều kiện để áp dụng phương pháp gần đúng là

 C  cốt thép được đặt theo chu vi

Tiết diện chịu lực nén N và moment uốn Mx, My, cùng với độ lệch tâm ngẫu nhiên eax, eay, cho phép tính toán hệ số uốn dọc x và y Sự gia tăng moment đã được xem xét kỹ lưỡng trong quá trình này.

Tùy thuộc vào mối quan hệ giữa giá trị Mx1, My1 và các kích thước, cần xác định mô hình tính toán phù hợp theo phương x hoặc phương y Điều kiện cụ thể được trình bày trong bảng dưới đây.

Mô hình Theo phương x Theo phương y Điều kiện x 1 y 1

M1 = Mx1; M2 = Mx2 ea = eax + 0.2eay h = Cy; b = Cx

M1 = My1; M2 = Mx2 ea = eay + 0.2eax

− Giả thuyết chiều dày lớp bê tông bảo vệ a, tính ho = h – a; Z = h – 2a

− Tiến hành tính toán theo trường hợp đặt cốt thép đối xứng: 1 b x N

− Hệ số chuyển đổi mo.

− Tính moment tương đương (đổi sang nén lệch tâm phẳng): M = M1 +moM2h/b

− Độ lệch tâm e1 = M/N với kết cấu siêu tĩnh eo = max(e1,ea)

− Tính toán độ mảnh theo hai phương x Lox; y Loy; max( , x y ) ix iy

− Dựa vào độ lệch tâm eo và x1 đề phân biệt các trường hợp tính toán:

Trường hợp 1: Nén lệch tâm rất bé khi o 0.3 o e

  h  tính toán gần như nén đúng tâm

Hệ số ảnh hưởng đến độ lệch tâm 1

Hệ số uốn dọc phụ khi xét nén đúng tâm: (1 ) e 0.3

Diện tích toàn bộ cốt thép dọc là: e b e st b

Trường hợp 2: Nén lệch tâm bé khi o 0.3 & 1 R o o e x h

  h    tính toán theo trường hợp nén lệch tâm bé

Tính lại chiều cao vùng nén x theo công thức sau: 2 0

Diện tích toàn bộ cốt thép dọc là: b ( 0 / 2) st

Trường hợp 3: Nén lệch tâm lớn khi o 0.3 & 1 R o o e x h

  h    tính toán theo trường hợp nén lệch tâm lớn

Diện tích toàn bộ cốt thép dọc là: ( 0.5 1 0 ) st

Với k = 0.4 và o2 e e = + -h a, chương trình tính toán cấu kiện nén lệch tâm xiên được lập trình bằng VBA trong Excel, mang lại sự đơn giản và dễ sử dụng cho người dùng.

Sau khi tính toán được giá trị A st , tính hàm lượng cốt thép st 100% x y

  C C  so sánh giá trị tính được với hàm lượng cốt thép hợp lý       1 3 % 

Việc tính toán nội lực sẽ được thực hiện bằng phần mềm Etabs Sau khi hoàn tất việc tính toán, phần mềm sẽ được sử dụng để xác định thép và kiểm tra khả năng chịu lực của cột nén lệch tâm xiên.

7.9.3 Áp dụng Đối với việc tính toán cốt dọc trong cột thì kết quả tính toán được trình bày theo phương pháp tính toán cột lệch tâm xiên đã nêu trước đó

Tính toán cột trục 5C (C15) có tiết diện CxxCy = 800x800 mm cho kết quả nội lực tại vị trí tầng mái, ở độ cao 3.0 m từ ETABS Kết quả cho COMB17 cho thấy: P = 8434.76 kN; M2 = 4.07 kNm; M3 = -73.19 kNm Chiều dài tính toán L0.

Rb = 17 Mpa; Rsc = 365Mpa Có ξR = 0.56

C   Tính theo phương X h = Cy = 600 mm; b = Cx = 600 mm Giả thuyết a = 50 mm; ho = 550 mm Độ lệch tâm ngẫu nhiên: e a  e ax  0.2 e ay   2 0.2 2 2.4   cm

Với eax = eay = max (Cx/30,L/600) = max (60/30,360/600) = max(2.,0.6) = 2 cm

Với kết cấu siêu tĩnh : eo = max (e1,ea) = max (3.95,24) = 24 mm

Trường hợp 1: Nén lệch tâm rất bé khi o 0.3 o e

  h  tính toán gần như nén đúng tâm

Hệ số ảnh hưởng đến độ lệch tâm 1

Hệ số uốn dọc phụ khi xét nén đúng tâm: (1 ) e 0.3

Diện tích toàn bộ cốt thép dọc là: e b e st b

Chọn sử dụng cốt thép 20 25 với diện tích A sbt = 98.13cm² Lưu ý rằng diện tích cốt thép được chọn dựa trên khả năng chịu lực sau khi đã kiểm tra Hãy xác nhận khả năng chịu lực theo bảng 6.13 và bảng 6.14.

Bảng 7.10 Bảng tổng hợp kết quả tính toán cột khung trục E

Dưới đây là một số thông tin quan trọng từ bài viết: - Các câu chuyện từ STORY1 đến STORY16 trong bảng C14 và C13 đều có các chỉ số khác nhau về giá trị tối đa và tối thiểu, với các thông số như tỷ lệ LTL và LTRB, cũng như các giá trị liên quan đến trọng số và kích thước - STORY1 có giá trị -7537.84 với tỷ lệ LTRB 62.52 và kích thước 20ỉ22, trong khi STORY16 có giá trị -258.87 với tỷ lệ LTL 3.84 và kích thước 12ỉ14 - Các chỉ số như tỷ lệ -204.13 và -73.19 cho thấy sự biến động trong các câu chuyện, với STORY2 đến STORY5 cho thấy sự giảm dần về giá trị - Các câu chuyện trong bảng C13 cũng thể hiện xu hướng tương tự với các giá trị tối đa và tối thiểu khác nhau Thông tin này cung cấp cái nhìn tổng quát về các câu chuyện và số liệu liên quan, giúp người đọc hiểu rõ hơn về các biến động và chỉ số quan trọng trong từng câu chuyện.

(kN) (kN.m) (kN.m) (m) (cm) (cm) (cm²) % thép (cm 2 ) %

Bảng dữ liệu dưới đây thể hiện các chỉ số quan trọng của các câu chuyện từ STORY1 đến STORY14, với các thông số như giá trị tối đa, tối thiểu, và các chỉ số khác như LTRB, cùng với các thông số liên quan đến Phương X Các chỉ số này bao gồm giá trị tối đa từ -1127.70 đến -8281.98, với LTRB dao động từ 0.24 đến 2.73 Các chỉ số như tỷ lệ và các thông số khác được ghi nhận cho từng câu chuyện, cho thấy sự biến động và xu hướng trong dữ liệu.

(kN.m) L (m) Cx (cm) Cy (cm) THLT As

Dưới đây là dữ liệu về các câu chuyện từ C7 và C22, với các thông số như giá trị tối thiểu, tối đa, và các chỉ số liên quan Trong C7, STORY16 có giá trị tối thiểu -314.91, trong khi STORY1 đạt -10573.63 với chỉ số LTRB là 88.85 Các câu chuyện từ C22 cho thấy STORY16 có giá trị tối thiểu -204.18 và STORY12 đạt -1567.60, với chỉ số LTL là 11.71 Mỗi câu chuyện đều có các thông số như tỷ lệ và các chỉ số khác nhau, phản ánh sự biến động trong các kết quả.

(kN) (kN.m) (kN.m) (m) (cm) (cm) (cm²) % thép (cm ) %

Bài viết này trình bày thông tin chi tiết về các câu chuyện trong hệ thống C22, với các chỉ số quan trọng như giá trị tối thiểu và tối đa, tỷ lệ LTRB, cùng các thông số khác Cụ thể, STORY1 ghi nhận giá trị tối thiểu -5374.27 với LTRB 51.84, trong khi STORY11 có giá trị tối thiểu -1857.42 và LTRB 15.78 Các câu chuyện từ STORY2 đến STORY10 cho thấy sự biến động của các chỉ số, với giá trị tối thiểu từ -4694.45 đến -2228.64 Các chỉ số như tỷ lệ và các thông số khác đều duy trì trong khoảng từ 3.6 đến 50 Các dữ liệu này có thể hỗ trợ trong việc phân tích và đưa ra quyết định trong các dự án liên quan đến C22.

Tính toán cốt ngang

Cốt thép ngang trong cột có vai trò quan trọng trong việc liên kết các thanh thép dọc, tạo thành một hệ khung vững chắc và đảm bảo vị trí thi công của cốt thép Khi cốt thép dọc chịu nén, có nguy cơ bị cong và phá vỡ lớp bê tông bảo vệ, dẫn đến việc bật ra khỏi bê tông Cốt đai giúp ngăn chặn hiện tượng cong và bật ra của cốt thép dọc, đồng thời chịu lực kéo Nếu cốt đai không được neo chắc chắn, nó có thể bị bung ra ngoài, và nếu kích thước cốt đai quá nhỏ, có thể dẫn đến tình trạng bị kéo đứt.

Trong các nút khung, cần sử dụng đai kín cho cả dầm và cột Theo TCXD 198:1997, đường kính cốt đai phải không nhỏ hơn 1/4 đường kính cốt dọc và tối thiểu là 8 mm Đai cần được bố trí liên tục qua nút khung với mật độ tương tự như vùng nút khung.

− Chọn cốt đai trong cột thỏa max 25

Trong vùng nút khung, từ điểm cách mép trên đến điểm cách mép dưới của dầm, cần bố trí cốt đai dày hơn với khoảng cách không lớn hơn 6 lần đường kính cốt thép dọc và không vượt quá 100 mm Điều kiện này áp dụng khi Ln (Ln ≥ chiều cao tiết diện cột, ≥ 1/6 chiều cao thông thủy của tầng và ≥ 450 mm).

− Bố trí cốt đai cho cột thỏa

Uđai  Utt ; Uđai  Umax; Uđai  Ucấutạo; Ucấutạo  20ỉdọc

− Trong khoảng cỏch nối cột là 30ỉ, bước đai trong đoạn nối Ucấutạo như sau:

Uctạo  6 ỉdọc;Uctạo  b cạnh ngắn của cột = 40 cm

Cấu tạo kháng chấn cho cột

− Tổng hàm lượng cốt thép dọc  1 không được nhỏ hơn 0.01 và không được vượt quá 0.04 Trong các tiết diện ngang đối xứng cần bố trí cốt thép đối xứng

− Phải bố trí ít nhất một thanh trung gian giữa các thanh thép góc dọc theo mỗi mặt cột để đảm bảo tính toàn vẹn của nút dầm-cột

− Các vùng trong khoảng cách l cr kể từ hai tiết diện đầu mút của cột kháng chấn chính phải được xem như là các vùng tới hạn

− Khi thiếu những thông tin chính xác hơn, chiều dài của vùng tới hạn l cr (tính bằng m) có thể được tính toán từ biểu thức sau đây:

  max ; / 6;0.45 cr c cl l  h l = max 0.7;0.33;0.45 0.7m700mm

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

− Nếu l h cl / c  3, toàn bộ chiều cao của cột kháng chấn chính phải được xem như là một vùng tới hạn và phải được đặt cốt thép theo qui định

Trong các vùng tới hạn của cột kháng chấn chính, cốt đai kinh và đai móc với đường kính tối thiểu 6mm cần được bố trí với khoảng cách hợp lý để đảm bảo độ dẻo tối thiểu và ngăn ngừa mất ổn định cục bộ của thanh thép dọc Hình dạng của đai phải được thiết kế để tăng khả năng chịu lực của tiết diện ngang, nhờ vào ứng suất ba chiều mà các vòng đai này tạo ra Những điều kiện tối thiểu này được coi là đạt yêu cầu khi đáp ứng các tiêu chí cụ thể.

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

Kích thước tối thiểu của lõi bê tông, tính tới đường trục của cốt thép đai, được ký hiệu là b0 (mm) Đường kính tối thiểu của các thanh cốt thép dọc được ký hiệu là dbL (mm).

− Khoảng các giữa các thanh cốt thép dọc cạnh nhau được cố định bằng cốt đai kín và đai móc không vượt quá 200 mm

Hình 7.8 Sự bó lõi bê tông

− Để thỏa yêu cầu cấu tạo kháng chấn, bố trí cốt đai dày trong vùng tới hạn (Lcr 700mm) là 8a100 và ỉ8a200 trong đoạn cũn lại.

Tính toán và thiết kế cho vách

Lý thuyết tính toán cốt thép dọc

Vách là một thành phần chịu lực thiết yếu trong các công trình nhà nhiều tầng, kết hợp với hệ khung hoặc các vách khác để tạo thành hệ kết cấu chịu lực toàn diện Trong bài viết này, phương pháp “vùng biên chịu moment” được áp dụng để thực hiện các phép tính cần thiết.

−Thông thường, vách cứng dạng console phải chịu tổ hợp nội lực như sau: (N, Mx,

Vách cứng chỉ chịu tải trọng ngang tác động song song với mặt phẳng của nó, vì vậy có thể bỏ qua khả năng chịu moment ngoài mặt phẳng Mx và lực cắt theo phương vuông góc với mặt phẳng Qy Chỉ cần xem xét tổ hợp nội lực bao gồm các thành phần (N, My, Qx).

Hình 7.9 Nội lực trong vách

Mô hình phương pháp này cho rằng cốt thép ở vùng biên hai đầu tường được thiết kế để chịu toàn bộ mô-men Đồng thời, lực dọc trục được giả định phân bố đều trên toàn bộ chiều dài của tường.

−Các giả thiết cơ bản: Ứng lực kéo do cốt thép chịu Ứng lực nén do cả bê tông và cốt thép chịu

Các bước tính toán Bước 1: Giả thiết chiều dài B của vùng biên chịu mô ment Xét vách chịu lực dọc trục

N và moment uốn trong mặt phẳng Mx Moment Mx tương đương với một cặp ngẫu lực đặt ở hai vùng biên của tường

Hình 7.10 Vùng biên chịu moment

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

Với: Ab là diện tích vùng biên; A là diện tích mặt cắt vách

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

Diện tích cốt thép cho cấu kiện chịu nén đúng tâm: nen st

 Nếu λ ≤ 28 thì chọn φ = 1 (bỏ qua ảnh hưởng của uốn dọc) Nếu λ > 28 thì giá trị φ được xác định theo công thức:

VuÌng biên traìi VuÌng biên phaÒi

Diện tích cốt thép cho cấu kiện chịu kéo đúng tâm: st P keo

Kiểm tra hàm lượng cốt thép là bước quan trọng Nếu không đạt yêu cầu, cần tăng kích thước B của vùng biên và tính lại từ bước 1 Chiều dài tối đa B của vùng biên là L/2; nếu vượt quá, cần tăng bề dày vách.

Khi tính ra Fa < 0: đặt cốt thép chịu nén theo cấu tạo Theo TCXDVN 198 : 1997 Thép cấu tạo cho vách cứng trong vùng động đất trung bình

Cốt thép đứng: hàm lượng 0.6%  3.5%

Cốt thép ngang: hàm lượng  0.4% nhưng không chọn ít hơn 1/3 hàm lượng của cốt thép dọc

Bước 5: Kiểm tra vách còn lại để đảm bảo cấu kiện chịu nén đúng tâm Nếu bê tông đã đạt đủ khả năng chịu lực, cốt thép chịu nén trong khu vực này sẽ được bố trí theo thiết kế.

Bước 6: Tính toán cốt thép ngang trong vách được thực hiện tương tự như trong dầm Bước 7: Bố trí cốt thép cho vách cứng

Khoảng cách giữa các thanh cốt thép dọc và ngang không được lớn hơn trị số nhỏ nhất trong hai trị số sau: 1.5 1.5 40 60

Bố trí cốt thép cần phải tuân thủ theo TCXD 198 : 199 như sau:

Phải đặt hai lớp lưới thép Đường kính cốt thép chọn không nhỏ hơn 10 mm và không hơn 0.1b

Hàm lượng cốt thép đứng được chọn trong khoảng từ 0.6% đến 3.5% cho các công trình chịu động đất trung bình mạnh Đối với cốt thép nằm ngang, cần đảm bảo không ít hơn 1/3 lượng cốt thép dọc với hàm lượng tối thiểu là 0.4% khi thiết kế cho động đất trung bình và mạnh.

Cần có biện pháp tăng cường tiết diện ở khu vực biên các vách cứng nếu cần

Do Moment có thể đổi chiều nên cốt thép vùng biên As = max (As keo; As nen); cốt thép vùng giữa As giua

Áp dụng : Thực hành tính toán cốt thép dọc cho vách P8 tầng 1(H = 3.6 m)

Kết quả nội lực xuất từ ETABS: P = -8599.8kN, M3 = 8511.3 kNm

− Tiết diện vách Lp = 750 cm, Tp = 30cm Giả thuyết vùng biên B = 40cm

− Chiều dài vùng giữa: Bm = Lp – 2B = 750 – 80 = 670 cm

− Diện tích vách: A = Lp x Tp = 750x30 = 22500 cm 2

− Diện tích vùng biên: Ab = Bb x Tp = 40 x 30 = 1200 cm 2

− Diện tích vùng giữa: Am = Bm x Tp = 670 x 30 = 20100 cm 2

 A   ; Pleft < 0 và Pright > 0  Pkeo = Pleft, Pnen Pright

Lo = 3.6 x 0.7 = 2.52 m; rmin = 0.288 x Tp = 0.288 x 30 = 8.64 cm = 0.0864m λ=Lo / rmin = 2.52/ 0.0864 = 29.17 > 28  φ =0

20.27 365 nen b b nen sc b keo keo s

Ab = Akeo = 20.27cm 2 (chọn ϕ18a100 có As%.42 cm 2 )

   bố trí theo cấu tạo

− Gia cường chỗ 2 vách cứng giao nhau ϕ18a100

=As_righ t (cm²) μ_left=μ _right

The dataset presents a series of stories, each labeled from STORY1 to STORY17, detailing various parameters including maximum bottom values, depth measurements, and specific metrics Notably, the bottom values range from -123.8 to -9486.3, with corresponding depth measurements fluctuating between 150.3 and 167.1 Each entry consistently maintains parameters such as a depth of 3.6, a weight of 750, and dimensions of 30 by 40 The CT Keo ỉ18a100 metric remains constant at 25.45 across all entries, while the unique identifiers suggest a systematic approach to data collection, emphasizing variations in performance across different stories.

=As_right (cm²) μ_left=μ_rig ht

The data presents a series of performance metrics for various stories, with each entry detailing parameters such as maximum values, performance scores, and specific identifiers For instance, STORY17 shows a maximum top value of -52.1 with a performance score of 3.6, while STORY16 records a maximum top of -225.8 and a score of 3.6 as well The trend continues with STORY15 at -475.0 and a score of 1.42 Conversely, entries like STORY14 and STORY13 highlight maximum bottom values of -1735.7 and -2233.0 respectively, with corresponding scores of 0.82 and 1.31 As the stories progress, the maximum bottom values decrease significantly, reaching -7497.0 in STORY2, which has a score of 12.17, while STORY1 and HAM1 show values of -7250.0 and -7576.5, respectively Each entry maintains a consistent format, indicating a structured analysis of the data.

=As_rig ht (cm²) μ_left=μ _right

The data reveals a series of measurements from various stories, each categorized by their respective parameters For instance, STORY17 shows a minimum bottom value of -96.4, while STORY16 records a minimum bottom of -353.4 In contrast, STORY14 and STORY13 highlight maximum top values of -732.5 and -913.1, respectively The measurements consistently include parameters such as depth, pressure, and specific identifiers like "CT" and "Keo." Notably, STORY1 records a maximum top of -3090.4, while HAM1 presents a minimum top of -6253.3, indicating significant variations across the dataset Each entry maintains a structure that includes depth, pressure, and other key metrics, essential for analysis in the context of geological or engineering assessments.

=As_righ t (cm²) μ_left=μ _right

The data presented showcases a series of stories (STORY1 to STORY17) and a HAM1 entry, detailing various parameters including maximum and minimum values, bottom measurements, and additional metrics such as CT and Keo Each entry features a consistent structure with significant figures indicating depth and performance metrics, highlighting trends in data across different scenarios The measurements illustrate a progressive increase in values, particularly in the 'Max Bottom' category, indicating a potential escalation in performance or depth achieved The consistent use of 'P5 Comb14' suggests a standardized methodology applied throughout the dataset, emphasizing its relevance in data analysis and interpretation.

Yêu cầu về bố trí cốt thép cho vách

Để đảm bảo tính bền vững của công trình, cần đặt hai lớp lưới thép với đường kính cốt thép không nhỏ hơn 10mm và không nhỏ hơn 0,1b Hai lớp lưới này phải được liên kết chắc chắn với nhau bằng các móc đai hình chữ S với mật độ 4 móc/m2.

− Hàm lượng cốt thép thẳng đứng chọn ≥ 0,40% (đối với động đất yếu) và ≥ 0,60 % (đối với động đất trung bình và mạnh) nhưng không lớn hơn 3,5%

− Khoảng cách giữa các cốt thép chọn ≥ 200mm (nếu b ≤ 300mm) và ≤ 2b/3 (nếu b >

300 máy móc) Riêng đối với động đất yếu các cốt thép nằm ngang có thể cách nhau tới 250mm

− Cốt thép nằm ngang chọn không ít hơn 1/3 lượng cốt thép dọc với hàm lượng ≤ 0,25% (đối với động đất yếu) và ≤ 0,40% (đối với động đất trung bình và mạnh)

Chiều dài nối buộc của cốt thép được quy định là 1,5 bol cho động đất yếu và 2,0 bol cho động đất trung bình và mạnh Bol ở đây là chiều dài neo tiêu chuẩn trong trường hợp không có động đất Đặc biệt, các điểm nối thép cần được đặt so le để đảm bảo tính bền vững của công trình.

− Trong trường hợp vách có lỗ mở nhỏ b1 và e ≤ 500mm phải đặt tăng cường ít nhất 2ϕ12 ở mỗi biên và mỗi góc lỗ mở

− Nếu vách có lỗ mở lớn, nên chọn giải pháp tăng độ dày thành vách quanh lỗ và cấu tạo thành vách dưới dạng các dầm bao

Hình 7.11 Vách có tiết diện tăng cường ở biên

Hình 7.12 Bố trí thép vách có biên tăng cường và biên tự do

Hình 7.13 Bố trí thép có lỗ và neo thép trong vách

PHƯƠNG ÁN MÓNG CỌC KHOAN NHỒI

Sơ lược về cọc khoan nhồi

Cọc khoan nhồi là loại cọc bê tông được đúc tại chỗ trong lỗ khoan trên mặt đất, thường có tiết diện tròn Loại cọc này có thể không cần cốt thép chịu lực nếu tải trọng chỉ gây ứng suất nén Tuy nhiên, khi cần cốt thép để chịu mô men do tải trọng ngang hoặc kết hợp với tải nén, cốt thép thường được kéo dài suốt chiều dài cọc thay vì cắt ngắn.

8.1.2 Ưu điểm và nhược điểm cọc khoan nhồi

− Khi thi công không gây ảnh hưởng chấn động và môi trường xung quanh

− Sức chịu tải của cọc rất lớn nếu ta dùng đường kính lớn và độ sâu cọc lớn

− Lượng thép trong cọc khoan nhồi ít, chủ yếu để chịu tải trọng ngang

− Có khả năng thi công cọc khi qua các lớp đất cứng nằm xen kẽ

− Giá thành cao do kỹ thuật thi công phức tạp ( thiết kế cốt thép trong cọc tiết kiệm)

− Biện pháp kiểm tra chất lượng bê tông cọc khoan nhồi rất phức tạp bằng phương pháp siêu âm hay thử tĩnh tải cọc

− Ma sát bên thân cọc có thể giảm với cọc đóng và cọc ép do công nghệ tạo khoan lỗ.

Vật liệu và kích thước cọc

BÊ TÔNG cấp độ bền B30

Cường độ chịu nén dọc trục: Rb = 17 MPa

Cường độ chịu kéo dọc trục: Rbt = 1.2 MPa

Mô đun đàn hồi: Eb = 32500 MPa

CỐT THẫP LOẠI AIII (đối với cốt thộp ỉ ≥ 10)

Cường độ chịu nén: Rsc = 365 MPa

Cường độ chịu kéo: Rs = 365 MPa

Mô đun đàn hồi: Es = 200000 MPa

Kích thước và chiều dài cọc

− Sơ bộ chiều cao đài 2 m

− Chọn cọc đường kính 0.8m , mũi cọc nằm ở cao trình -40 m

− Chọn đầu cọc đập vỡ 0.5m và 0.2m cọc ngàm vào đài

− Chiều dài của cọc nằm trong đất là: L = Lcọc –7.2–2 = 40 –7.2–2= 30.8m

− Diện tích tiết diện cọc là: Ac = D² /4 = 0.503 m²

− Thộp dọc trong cọc : chọn 16ỉ18, thộp AII As = 0.004072 m²

− Hàm lượng cốt thép trong cọc : s 0.64% o

Tính toán sức chịu tải

− Sức chịu tải vật liệu làm cọc tính theo công thức R v l    ( cb R A b b  R A sc sc ) Trong đó

+  cb = 0.85 Hệ số điều kiện làm việc của bê tông (mục 7.1.9 TCVN 10304 -2014) + R b = 17 Mpa – cường độ chịu nén của bê tông

+ A b – diện tích mặt cắt ngang cọc

+ R sc - cường độ tính toán chịu nén cốt thép

+ A sc – tổng diện tích cốt thép dọc trong cọc

− Xác định chiều dài làm việc của cọc: (theo điều 7.1.8-TCVN 10304-2014), cọc xem như một thanh ngàm cứng cách đáy đài một khoảng theo công thức: 1 0 2 l l

− với: l o =9.2m: là chiều dài đoạn cọc kể từ đáy đài cao tới cao độ san nền

− Hệ số biến dạng 5 p c kb

   xác định theo phụ lục A (TCVN 10304 – 2014) + γc = 3 : Hệ số làm việc

+ Eb = 32500 MPa : mô đun vật liệu làm cọc

+ I: moment quán tính tiết diện ngang cọc

+ K: hệ số tỉ lệ, k000 (kN/m 4 )

− Xác định độ mảnh của cọc 1 14

− Sức chịu tải vật liệu R v l    ( cb R A b b  R A sc sc )

8.3.2 Sức chịu tải cọc theo chỉ tiêu cơ lý đất nền (mục 7.2.3 TCVN 10304-2014)

Sức chịu tải cực hạn Rc,u của cọc treo hạ bằng phương pháp ép được xác định dựa trên tổng sức kháng của đất dưới mũi cọc và trên thân cọc.

+  c = 1 : hệ số điều kiện làm việc của cọc trong đất

+  cq = 0.9 : 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 (Bảng 4 TCVN 10304 – 2014)

+  cf : 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 (Bảng 4 TCVN 10304 – 2014)

+ q p : cường độ sức kháng của đất dưới mũi cọc + u = 2.513m : chu vi tiết diện ngang thân cọc

+ A b = 0.503 m² : diện tích tiết diện ngang của cọc

+ l i : chiều dài đoạn cọc nằm trong lớp đất thứ i + f i : cường độ sức kháng trung bình của lớp đất thứ i trên thân

+  ' 1 = 10.8 kN/m³ : dung trọng tính toán của nền đất dưới mũi cọc (có xét đến tính đẩy nổi)

+  1 = 10.3 kN/m³ : dung trọng tính toán trung bình của nền đất nằm trên mũi cọc (có xét đến đẩy nổi)

+    1 , , 2 3 các hệ số không thứ nguyên, tra bảng 6 trang 30 TCVN 10304-2014, nhân với hệ số chiết giảm 0.9

+ h : chiều sâu hạ cọc (từ mặt đất tự nhiên đến cao trình mũi cọc) + d : đường kính cọc khoan nhồi

Tính sức kháng ma sát ( tra bảng 3 trang 25 TCVN 10304-2014)

Bảng 8.1 Xác định thành phần kháng của đất trên thân cọc

Lớp Loai đất Lớp phân tố

(m) Độ sâu trung bình z (m) li (m) Độ sệt

(kN/m²) cf cf×fi×li

Lớp phân tố (m) Độ sâu trung bình z (m) li (m) Độ sệt

IL fi (kN/m²) cf cf×fi×li

− Ta tính được:     cf f l i i 2278.5(kN m/ )

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

8.3.4 Sức chịu tải của cọc theo chỉ tiêu cường độ của đất nền (phụ lục G TCVN 10304-2014)

− Theo phụ lục G.1 TCVN 10304-2014 sức chịu tải cực hạn của cọc theo cường độ đất nền xác định theo công thức sau:

− Các hệ số    c , , , , cq cf u A b lấy như mục trên

Tính sức kháng mũi: p c p q q  cN  q N 

+ Nc , Nq : là các hệ số sức chịu tải của đất dưới mũi cọc, Nc = 6 đối với cọc khoan nhồi đường kính lớn, Nq % lấy theo Berezantsev (1961)

+ q  p :ứng suất hữu hiệu theo phương đứng do đất gây ra tại cao trình mũi cọc

+ c = 40.12 kN/m² : lực dính của đất dưới mũi cọc

Tính sức kháng ma sát (xác định theo mục G.2.2 TCVN 10304-2014)

− trong các lớp đất rời f i  k i ' v zi tan  a i

Hệ số áp lực ngang của lớp đất thứ i được xác định bằng công thức k i = -1 sin(φ i), trong đó φ i là góc ma sát giữa đất và cọc Ứng suất hiệu quả trung bình theo phương đứng của lớp đất thứ i được ký hiệu là σ' v zi Đối với lớp đất rời thứ I, góc ma sát giữa đất và cọc bê tông được ký hiệu là φ a i.

+ Trong các lớp đất dính f i  C u i ,

+ C u i , : lực dính không thoát nước của lớp đất thứ i + : hệ số xác định theo trên biểu đồ Hình G.1 ( TCVN 10304 – 2014)

−Lớp đất 2: đất rời f i  k i ' v zi tan  a i

+ fi = 0.56×103×tan(26007’) = 28.2 (kN/m²) + fi×li = 28.2×10 = 282 (kN/m)

−Lớp đất 3 : đất rời f i  k i ' v zi tan  a i

+ k   1 sin      1 sin 27 16  o '   0.54 +  ' v zi 17.5 10.38 182   kN m/  + fi = 0.54×182×tan(27016’) = 50.08 (kN/m²) + fi×li = 50.08×17.5 = 876.4 (kN/m)

Lớp li Np Cu,I =6.25Np  fi = Cu fi×li (kN/m)

Sức kháng ma sát thành:

− Vậy sức chịu tải của cọc theo chỉ tiêu cường độ của đất nền:

8.3.5 Sức chịu tải cọc theo công thức viện kiến trúc Nhật Bản

− Sức chịu tải cực hạn Rc,u của cọc:

, c u c cq p p ci ci si si

− Các hệ số    c , , , , cq cf u A b lấy như trên

− Mũi cọc nằm trong đất dính, q p tính theo công thức:

Tính sức kháng ma sát

− Đối với cọc đóng, cường độ sức kháng của đất trên thân cọc fi tính như sau:

− Thân cọc nằm trong lớp đất rời : 10 ,

− Thân cọc nằm trong lớp đất dính: f si  p L u i f c ,

+ N si : chỉ số SPT trung bình trong lớp đất rời thứ i +  p :hệ số hiệu chỉnh cho cọc đóng xác định theo biểu đồ G.2aTCVN 10304-2014 + f L =1 (trang 83 TCVN 10304-2014)

− Ta tính được sức kháng ma sát trên thân cọc như sau:

+ Lớp đất 2: đất rời f si  10 3 N s i ,  10 12  3  40  kN m / 2 

− Lớp 4: Thân cọc nằm trong lớp đất dính: f si  p L u i f c ,

− Ta được: f L    1 p 0.6   f ci 0.6 1 6.25 27 101.25     (kN/m 2 )  f l ci ci  101.25 6 609   (kN/m)

− Vậy sức chịu tải cọc theo công thức viện kiến trúc Nhật Bản:

Bảng 8.2 Thống kê sức chịu tải cọc khoan nhồi

Sức chịu tải cọc khoan nhồi (d = 0.8m) theo TCVN 10304 - 2014

Các giá trị sức chịu tải Giá trị Đơn vị

Sức chịu tải theo vật liệu 8754.63 kN

Sức chịu tải của cọc được xác định dựa trên các chỉ tiêu khác nhau của đất nền, cụ thể là 7557.78 kN theo chỉ tiêu cường độ, 6378.79 kN theo chỉ tiêu cơ lý, và 6714.5 kN theo công thức của viện kiến trúc Nhật Bản.

− Chọn sơ bộ số cọc: n=1 đến 5 cọc do đó   k 1.75

+ Ta chọn sức chiu tải thiết kế : Q a tk 3645.05 (kN)  Qvl  8754.63 kN

Trong đó: cọc đơn:   0 1; nhóm cọc:   0 1.15

+ Hệ số tầm quang trọng công trình: cấp I, II, III lần lượt là 1.2; 1.15; 1.1 + Công trình xây dựng nhà dân dụng cấp II nên   n 1.15

− Chọn sơ bộ số cọc:   k 1.4

Trong đó: cọc đơn:   0 1; nhóm cọc:   0 1.15

+ Hệ số tầm quang trọng công trình: cấp I, II, III lần lượt là 1.2; 1.15; 1.1 + Công trình xây dựng nhà dân dụng cấp II nên   n 1.15

8.4 Độ cứng của cọc đơn

−Tính toán độ lún cọc đơn đối với cọc đơn không mở rộng mũi:

+ N là tải trọng thẳng đứng tác dụng lên cọc, tính bằng MN;

+  là hệ số xác định theo công thức:

+ ’= 0,17 ln (kn G1l/G2 d) là hệ số tương ứng cọc cứng tuyệt đối (EA=);

+ ’= 0.17 ln (knl/d) giống như ’ nhưng đối với trường hợp nền đồng nhất có đặc trưng G1 và 1;

+ = EA/G1l2 là độ cứng tương đối của cọc;

+ kn, kn1 là các hệ số được xác định theo công thức:

+ kn 2+ ứng với và khi

+ G1 và 1 là các đặc trưng được lấy trung bình đối với toàn bộ các lớp đất thuộc phạm vi chiều sâu hạ cọc;

G2 và 2 được lấy trong khoảng 0,5m, từ độ sâu l đến 1,5m tính từ đỉnh cọc, với điều kiện rằng đất dưới mũi cọc không phải là than bùn, bùn hay đất ở trạng thái chảy.

+ Cho phép lấy mô đun trượt G = E0/2(1+n) bằng 0,4E0, còn hệ số kn bằng 2,0 (trong đó E0 là mô đunbiến dạng của đất)

Để xác định trị tính toán của đường kính cọc d cho loại cọc có tiết diện không phải tròn, đặc biệt là cọc đóng sản xuất tại nhà máy, ta sử dụng công thức: d = 4A.

 trong đó A là diện tích tiết diện ngang cọc

Ta có độ lún cọc đơn:

Mặt bằng bố trí cọc khoan nhồi

Hình 8.1 Mặt Bằng Móng (Phương Án Cọc Nhồi)

Thiết kế móng cọc khoan nhồi M 2

Bảng 8.3 Phản lực chân cột móng M 2

Story Column Load N (kN) MX (kNm) MY(kNm)

8.6.1 Xác định số lượng cọc và bố trí

− Sơ bộ xác định số cọc như sau:

− Số hàng cọc: n = 2; Số cọc trong 1 hàng: 2 cọc

− Khoảng cách giữa 2 cọc theo phương X : 2.4m

− Khoảng cách giữa 2 cọc theo phương Y : 2.4m

− Kích thước đài: Khoảng cách từ mép cọc tới mép đài : d/3 ÷ d/2 = 0.3m

− Chiều dài đài cọc theo phương X : Lđ = 4m

− Chiều rộng đài cọc theo phương Y : Bđ = 4m; Chiều cao đài cọc : Hđ = 2m = Df

− Chọn kích thước đài cọc và bố trí như sau:

− Kích thước đài: Bđ × Lđ × Hđ = 4 m × 4m × 2 m

− Tải trọng đài móng N dai tt    4 4 2 25 800   kN

8.6.2 Kiểm tra ổn định phản lực đầu cọc Tải trọng truyền xuống đáy đài :

− Trọng lượng bản thõn đài cọc : Q bt    F H ủ ủ      25 4 4 2 800 kN

− Trọng lượng đất trên đài cọc Qđ = 0 (Vì cao trình mặt trên đài trùng với cao trình sàn hầm 2)

− Vậy ta cú tổng lực dọc là: N ủ N z Q bt Q ủ 11625.52 800 12425.52 kN 

− Tải trọng tác dụng lên đầu cọc: 2 2 tt tt tt y i x i tt i i i

Hình 8.3 Phản lực đầu cọc móng M 2 (P max )

Hình 8.4 Phản lực đầu cọc móng M 2 (P min )

Kiểm tra điều kiện: max min

Thỏa điều kiện cọc không bị nhổ

8.6.4 Kiểm tra ổn định đất nền và độ lún của khối móng quy ước

Kích thước khối móng quy ước

− Tiêu chí kiểm tra max min

− Xác định kích thước khối móng quy ước

− Góc ma sát trung bình tb H i II 23.28 0

Chiều dài móng khối quy ước theo phương X:

Chiều dài móng khối quy ước theo phương Y:

Moment chống uốn: x 1 qu 2 qu 3 y 1 qu 2 qu 3

− Chiều cao khối móng quy uớc: Hqư = LTB +L1+ Df 0.8 7.6+2 40.4m 

− Diện tích móng khối qui ước: A qu =L qu B qu 25m 2

− Khối lượng đất trong khối móng quy ước: Q d A qu  H i i  38284.05kN

− Khối lượng đất bị cọc, đài chiếm chỗ: dc p i Ii dai 967.89

− Khối cọc và đài bê tông: c p bt c W dai 2349.2 4

− Khối lượng tổng trên móng quy ước:

− Tải trọng quy về đáy móng quy ước:

.1 tc tc qu dai qu tt tt tc x tc y xqu yqu

      Ứng suất dưới đáy móng khối quy ước:

W W W W tc tc tb qu tc tc tc tc tc tc qu y qu y tc x tc x m qu y x qu y x p N kN m

Khả năng chịu tải của nền dưới mũi cọc

+ ktc: 1.0 - 1.1 (lấy ktc = 1.0, Vì các chỉ tiêu cơ lý được lấy theo số liệu thí nghiệm trực tiếp đối với đất)

Hệ số điều kiện đất nền (m1) được xác định là 1, trong khi hệ số điều kiện công trình (m2) cũng bằng 1 Các hệ số A, B và D được tra cứu từ bảng theo góc ma sát dưới đáy khối móng quy ước, với giá trị φ = 22.04 độ, dẫn đến a = 0.61, B = 3.44 và D = 6.04.

Kích thước cạnh bế của khối móng quy ước là b = 9.5m, với chiều sâu đặt khối móng so với cốt nền tự nhiên là h = 40 Đất trên nền đáy móng có dung trọng trung bình là  ' = 10.3 kN/m³.

+ = 10.8 kN/m³ dung trọng của đất nền dưới đáy móng

 + h1 = 32.8 m - khoảng cách từ mặt dưới sàn tầng hầng đến mũi cọc + h2 = 0.35 m – chiều dày sàn tầng hầm h h h o     td 40 33.65 6.35  m c = 40.12 kN/m

Vậy Khả năng chịu tải của nền dưới mũi cọc:

580.68 / 1453.98 / tc tc tc tc tc

Như vậy nền đất dưới khối móng quy ước thỏa điểu kiện về ổn định

8.6.5 Kiểm tra xuyên thủng cho đài cọc

− Điều kiện chống xuyên thủng đài cọc: Pxt < Pcx Trong đó:

+ Pxt - tổng phản lực của các cọc nằm ngoài tháp xuyên thủng;

+ Pcx - khả năng chống xuyên của bê tông

Lực gây xuyên thủng do cột:

Xác định hình tháp chọc thủng bằng cách mở góc 45 o từ mép ngoài chân cột xuống móng

Ta nhận thấy tháp xuyên thủng bao trùm hết cọc

Hình 8.5.Tháp xuyên thủng mongd M 2

 Vậy thoả điều kiện về xuyên thủng

Lực chống xuyên thủng mép góc trong của cọc

Hình 8.6 Tháp xuyên thủng mongd M 2

P xt  kN Pcx   kN  Vậy thoả điều kiện về xuyên thủng góc

8.6.6 Tính độ lún của khối móng quy ước

− Chiều sâu tính lún theo phụ lục C của TCVN 9386-2012: Đối với đất trung bình bt 5 gl

Hình 8.7 Chiều sâu tính lún

− Áp lực gây lún: p gl  p tc tb   * D * f 580.68419.75160.93kN m/ 2

− Tính lún theo phương pháp tổng phân tố; Sgh = 10 (cm).(phụ lục E TCVN 10304-

− Áp lực bản thân đất nền của đáy khối móng quy ước :   bt 419.75 kN m / 2

Để tính toán ứng suất gây lún, lớp đất dưới đáy khối móng được chia thành nhiều lớp có chiều dày 1 m Quá trình tính toán sẽ dừng lại khi đạt được điều kiện σ n bt ≥ 5σ n gl, xác định vị trí ngừng tính lún.

   : ứng suất gây lún tại đáy lớp thứ i koi:tra bảng phụ thuộc vào tỉ số qu qu

Bảng 8.4 Ứng suất gây lún móng M 2

Lớp 3-1 1 0.5 0.053 0.989 10.8 429.95 159.753 43145 0.296 Lớp 3-2 1 1.5 0.158 0.968 10.8 440.75 156.361 43145 0.29 Lớp 3-3 1 2.5 0.263 0.91 10.8 451.55 146.992 43145 0.273 Lớp 3-4 1 3.5 0.368 0.826 10.8 462.35 133.424 43145 0.247 Lớp 3-5 1 4.5 0.474 0.728 10.8 473.15 117.594 43145 0.218 Lớp 3-6 1 5.5 0.579 0.626 10.8 483.95 101.118 43145 0.187 Lớp 3-7 1 6.5 0.684 0.54 10.8 494.75 87.226 43145 0.162

− Độ lún của nền được tính theo công thức: 2

− Ta tính được S  1.673 cm    S gh    10 cm  Thỏa điều kiện cho phép

Hình 8.8 Biểu đồ tính lún móng M 2

8.6.7 Tính toán côt thép cho đài cọc

Các dãy Moment tính toán

Hình 8.9 Biểu đồ Moment theo phương X (t.h max)

Hình 8.10 Biểu đồ Moment theo phương X (t.h min)

Hình 8.11 Biểu đồ Moment theo phương Y (t.h max)

Hình 8.12 Biểu đồ Moment theo phương Y (t.h min)

Tính thép cho đài móng

Bảng 8.5 Kết quả cốt thép theo phương X móng M 2

Vị trí b (mm) h (mm) h o M (kNm) A s (mm 2 ) Bố trí A sc (mm 2 )

Bảng 8.6 Kết quả cốt thép theo phương Y móng M 2

Thiết kế móng cọc khoan nhồi M3

Bảng 8.7 Phản lực chân cột móng M 3

Story Column Load N(kN) MX(kNm) MY(kNm)

− Số hàng cọc: n = 2; Số cọc trong 1 hàng: 2 cọc

− Kích thước đài: Khoảng cách từ mép cọc tới mép đài : d/3 ÷ d/2 = 0.3m

− Chiều dài đài cọc theo phương X : Lđ = 3.7m

− Chiều rộng đài cọc theo phương Y : Bđ = 4m; Chiều cao đài cọc : Hđ = 2m = Df

− Kích thước đài: Bđ × Lđ × Hđ = 4 m × 3.7m × 2 m

− Tải trọng đài móng N dai tt  1.3 4 0.5 2.4   4 1.2   25 2 1.1 630     kN

8.7.2 Kiểm tra ổn định phản lực đầu cọc

 Tải trọng truyền xuống đáy đài :

− Trọng lượng bản thõn đài cọc : Q bt    F H ủ ủ  630 kN

− Vậy ta cú tổng lực dọc là: N ủ N z Q bt Q ủ 8471.76 630 9101.76 kN 

Hình 8.14 Phản lực đầu cọc móng M 3 (P max )

Kích thước khối móng quy ước Tiêu chí kiểm tra max min

Xác định kích thước khối móng quy ước

Góc ma sát trung bình: tb H i II 23.28 0

Móng 3 cọc, quy đổi khối móng quy ước như một hình tròn tương đương với hình tròn ngoại tiếp 3 cọc

− Khối móng quy ước như một khối trụ tròn Bán kính là tan 4 / 2 30.8 tan 5.82 5.15 4 tb o

− Chiều cao khối móng quy uớc: Hqư = LTB +L1+ Df 0.8 7.2+2 40m 

− Diện tích móng khối qui ước: A qu= R 2 = 5.15 35m 2 2

− Khối lượng khối móng quy ước: Q d A qu  H i i  83.35 40 22 73348   kN

( lấy gần đúng trọng lượng riêng trung bình cảu đất và bê tông  22kN m/ 3 )

− Khối lượng đất trong khối móng quy ước: Q d A qu  H i i  35357.5kN

− Khối cọc và đài bê tông: c p bt c W dai 1791.9 5

.15 tc tc qu dai qu tt tt y tc x tc xqu yqu

Hệ số điều kiện đất nền (m1) được xác định là 1, trong khi hệ số điều kiện công trình (m2) cũng có giá trị 1 Các hệ số A, B, và D được tra cứu từ bảng phụ thuộc vào góc ma sát dưới đáy khối móng quy ước, với góc φ = 22.04 độ cho giá trị a = 0.61, B = 3.44 và D = 6.04.

Khối móng quy ước có kích thước cạnh bé là b = πR² = 9.15m, với chiều sâu đặt khối móng h = 40m so với cốt nền tự nhiên Đất trên nền đáy móng có dung trọng trung bình là γ' = 10.3 kN/m³.

 + h1 = 32.8 m - khoảng cách từ mặt dưới sàn tầng hầng đến mũi cọc + h2 = 0.35 m – chiều dày sàn tầng hầm h h h o     td 40 33.65 6.35  m c = 40.12 kN/m

495.85 / 1451.65 / tc tc tc tc tc tb

Như vậy nền đất dưới khối móng quy ước thỏa điểu kiện về ổn định

8.7.4.1 Kiểm tra xuyên thủng cho đài cọc:

Lực gây xuyên thủng do cột:

Hình 8.16 Tháp xuyên thủng món M 2

P xt  kN Pcx   kN  Vậy thoả điều kiện về xuyên thủng góc 45 0 Lực chống xuyên thủng mép góc trong của cọc

Hình 8.17 Tháp xuyên thủng mong M 2

P xt  kN Pcx   kN  Vậy thoả điều kiện về xuyên thủng góc

8.7.5 Tính độ lún của khối móng quy ước

− Áp lực gây lún: p gl  p tc tb   * D * f 580.68419.75160.93kN m/ 2

Chia lớp đất dưới đáy khối móng thành nhiều lớp với chiều dày mỗi lớp là 1 m Tính toán ứng suất gây lún cho đến khi đạt điều kiện σ n bt ≥ 5σ n gl, xác định vị trí ngừng tính lún.

Bảng 8.8 Ứng suất gây lún móng M 3

− Các dãy Moment tính toán

Hình 8.22.Biểu đồ Moment theo phương Y (t.h min)

Bảng 8.10 Kết quả cốt thép theo phương Y móng M 3

Thiết kế móng lõi thang

− Thộp dọc trong cọc : chọn 16ỉ18, thộp AII As = 0.004072 m².

Vật liệu và kích thước cọc

− Thộp dọc trong cọc : chọn 16ỉ18, thộp AII As = 0.004072 m²

− Hàm lượng cốt thép trong cọc : s 0.64% o

Tính toán sức chịu tải

− Sức chịu tải vật liệu làm cọc tính theo công thức R vl   ( cb R A b b  R A sc sc ) Trong đó:

+  cb = 0.85 Hệ số điều kiện làm việc của bê tông (mục 7.1.9 TCVN 10304 -2014) + R b = 17 Mpa – cường độ chịu nén của bê tông

+ A b – diện tích mặt cắt ngang cọc

+ R sc - cường độ tính toán chịu nén cốt thép

+ A sc – tổng diện tích cốt thép dọc trong cọc

− Xác định chiều dài làm việc của cọc: (theo điều 7.1.8-TCVN 10304-2014), cọc xem như một thanh ngàm cứng cách đáy đài một khoảng theo công thức: 1 0 2 l l

=9.2m: là chiều dài đoạn cọc kể từ đáy đài cao tới cao độ san nền

− Hệ số biến dạng 5 p c kb

   xác định theo phụ lục A (TCVN 10304 – 2014) + γc = 3 : Hệ số làm việc

+ Eb = 32500 MPa : mô đun vật liệu làm cọc

+ I: moment quán tính tiết diện ngang cọc

+ K: hệ số tỉ lệ, k000 (kN/m 4 )

− Xác định độ mảnh của cọc 1 14

− Sức chịu tải vật liệu R vl    ( cb R A b b  R A sc sc )

8.10.2 Sức chịu tải cọc theo chỉ tiêu cơ lý đất nền (mục 7.2.3 TCVN 10304-2014)

Sức chịu tải cực hạn Rc,u của cọc treo hạ được xác định bằng tổng sức kháng của đất dưới mũi cọc và trên thân cọc.

+  c = 1 : hệ số điều kiện làm việc của cọc trong đất

+  cq = 0.9 : 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 (Bảng 4 TCVN 10304 – 2014)

+  cf : 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 (Bảng 4 TCVN 10304 – 2014)

+ q p : cường độ sức kháng của đất dưới mũi cọc + u = 2.513m : chu vi tiết diện ngang thân cọc

+ A b = 0.503 m² : diện tích tiết diện ngang của cọc

+ l i : chiều dài đoạn cọc nằm trong lớp đất thứ i

+ f i : cường độ sức kháng trung bình của lớp đất thứ i trên thân

+  ' 1 = 10.8 kN/m³ : dung trọng tính toán của nền đất dưới mũi cọc (có xét đến tính đẩy nổi)

+  1 = 10.3 kN/m³ : dung trọng tính toán trung bình của nền đất nằm trên mũi cọc

(có xét đến đẩy nổi)

+    1 , , 2 3 các hệ số không thứ nguyên, tra bảng 6 trang 30 TCVN 10304-2014, nhân với hệ số chiết giảm 0.9

+ h : chiều sâu hạ cọc (từ mặt đất tự nhiên đến cao trình mũi cọc) + d : đường kính cọc khoan nhồi

Tính sức kháng ma sát ( tra bảng 3 trang 25 TCVN 10304-2014)

Bảng 8.11 Xác định thành phần kháng của đất trên thân cọc

Lớp phân tố Độ sâu trung bình li (m) Độ sệt

IL fi (kN/m²) cf cf×fi×li

− Ta tính được:     cf f l i i 2236.96(kN m/ )

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

8.10.3 Sức chịu tải của cọc theo chỉ tiêu cường độ của đất nền (phụ lục G TCVN 10304-2014)

− Theo phụ lục G.1 TCVN 10304-2014 sức chịu tải cực hạn của cọc theo cường độ đất nền xác định theo công thức sau:

− Các hệ số    c , , , , cq cf u A b lấy như mục trên

Tính sức kháng mũi: p c p q q  cN  q N 

+ Nc , Nq : là các hệ số sức chịu tải của đất dưới mũi cọc, Nc = 6 đối với cọc khoan nhồi đường kính lớn, Nq % lấy theo Berezantsev (1961)

+ q  p :ứng suất hữu hiệu theo phương đứng do đất gây ra tại cao trình mũi cọc

+ c = 40.12 kN/m² : lực dính của đất dưới mũi cọc

Tính sức kháng ma sát (xác định theo mục G.2.2 TCVN 10304-2014)

− trong các lớp đất rời f i  k i ' v zi tan  a i

Hệ số áp lực ngang của lớp đất thứ i được xác định bằng công thức k i = -1 sin(φ i), trong đó φ i là góc ma sát giữa đất và cọc Ứng suất hiệu quả trung bình theo phương đứng của lớp đất thứ i được ký hiệu là σ ' v zi Đối với lớp đất rời thứ I, góc ma sát giữa đất và cọc bê tông được ký hiệu là φ a i.

+ Trong các lớp đất dính f i  C u i ,

+ C u i , : lực dính không thoát nước của lớp đất thứ i + : hệ số xác định theo trên biểu đồ Hình G.1 ( TCVN 10304 – 2014)

−Lớp đất 2: đất rời f i  k i ' v zi tan  a i

+ fi = 0.56×103×tan(26007’) = 28.2 (kN/m²) + fi×li = 28.2×10 = 282 (kN/m)

−Lớp đất 3 : đất rời f i  k i ' v zi tan  a i

+ fi = 0.54×182×tan(27016’) = 50.08 (kN/m²) + fi×li = 50.08×17.5 = 876.4 (kN/m)

Lớp li Np Cu,I =6.25Np  fi = Cu fi×li (kN/m)

Sức kháng ma sát thành:

− Vậy sức chịu tải của cọc theo chỉ tiêu cường độ của đất nền:

8.10.4 Sức chịu tải cọc theo công thức viện kiến trúc Nhật Bản

− Sức chịu tải cực hạn Rc,u của cọc:

, c u c cq p p ci ci si si

− Các hệ số    c , , , , cq cf u A b lấy như trên

− Mũi cọc nằm trong đất dính, q p tính theo công thức: q p   6 C u   6 6.25 35 1312.5    kN m / 2 

Tính sức kháng ma sát

− Đối với cọc đóng, cường độ sức kháng của đất trên thân cọc fi tính như sau:

− Thân cọc nằm trong lớp đất rời : 10 ,

− Thân cọc nằm trong lớp đất dính: f si  p L u i f c ,

+ N si : chỉ số SPT trung bình trong lớp đất rời thứ i +  p :hệ số hiệu chỉnh cho cọc đóng xác định theo biểu đồ G.2aTCVN 10304-2014 + f L =1 (trang 83 TCVN 10304-2014)

− Ta tính được sức kháng ma sát trên thân cọc như sau:

− Lớp 4: Thân cọc nằm trong lớp đất dính: f si   p L u i f c ,

− Ta được: f L    1 p 0.6   f ci 0.6 1 6.25 27 101.25     (kN/m 2 )  f l ci ci  101.25 6 609   (kN/m)

− Lớp 5: Thân cọc nằm trong lớp đất dính: f si  p L u i f c ,

− Vậy sức chịu tải cọc theo công thức viện kiến trúc Nhật Bản:

Bảng 8.12 Thống kê sức chịu tải cọc khoan nhồi

Sức chịu tải cọc khoan nhồi (d= 0.8m) theo TCVN 10304 - 2014

Các giá trị sức chịu tải Giá trị Đơn vị

Sức chịu tải theo vật liệu 8754.63 kN

Sức chịu tải của cọc theo chỉ tiêu cường độ của đất nền 7434.96 kN

Sức chịu tải cọc theo chỉ tiêu cơ lý đất nền 6274.38 kN

Sức chịu tải cọc theo công thức viện kiến trúc Nhật Bản 6944.95 kN

− Chọn sơ bộ số cọc:   k 1.4 , , 0 6274.38 1.1

− Ta chọn sức chiu tải thiết kế : Q a tk 4481.7 (kN)  Qvl 8754.63 kN

Trong đó: cọc đơn:   0 1; nhóm cọc:   n 1.15

+ Hệ số tầm quang trọng công trình: cấp I, II, III lần lượt là 1.2; 1.15; 1.1 + Công trình xây dựng nhà dân dụng cấp II nên   n 1.15 Độ cứng của cọc đơn

−Tính toán độ lún cọc đơn đối với cọc đơn không mở rộng mũi:

+ N là tải trọng thẳng đứng tác dụng lên cọc, tính bằng MN;

+  là hệ số xác định theo công thức:

+ ’= 0,17 ln (kn G1l/G2 d) là hệ số tương ứng cọc cứng tuyệt đối (EA=);

+ ’= 0.17 ln (knl/d) giống như ’ nhưng đối với trường hợp nền đồng nhất có đặc trưng G1 và 1;

+ = EA/G1l2 là độ cứng tương đối của cọc;

+ kn, kn1 là các hệ số được xác định theo công thức:

+ kn 2+ ứng với và khi

+ G1 và 1 là các đặc trưng được lấy trung bình đối với toàn bộ các lớp đất thuộc phạm vi chiều sâu hạ cọc;

G2 và 2 được thu thập trong khoảng cách 0,5m, từ độ sâu l đến độ sâu 1,5m tính từ đỉnh cọc, với điều kiện rằng đất dưới mũi cọc không phải là than bùn, bùn hoặc đất ở trạng thái chảy.

+ Cho phép lấy mô đun trượt G = E0/2(1+n) bằng 0,4E0, còn hệ số kn bằng 2,0 (trong đó E0 là mô đunbiến dạng của đất)

Đường kính cọc d cho loại cọc không có tiết diện tròn, như cọc đóng sản xuất tại nhà máy, được tính toán theo công thức: d = 4A.

 trong đó A là diện tích tiết diện ngang cọc

Ta có độ lún cọc đơn:

Thiết kế móng cọc khoan nhồi móng lõi thang máy

Bảng 8.13 Phản lực móng MLT

Story Pier Load N(kN) MX (kNm) MY (kNm)

− Kích thước đài: Khoảng cách từ tim cọc tới mép đài : d= 0.8m

− Chiều dài đài cọc theo phương X : Lđ = 11.2m

− Chiều rộng đài cọc theo phương Y : Bđ = 11.2m

− Chiều cao đài cọc : Hđ = 2m = Df

− Kích thước đài: Bđ × Lđ × Hđ = 11.2 m × 11.2m × 2 m

− Tải trọng đài móng N dai tt 11.2 11.2 2 25 10172.8      kN

8.11.2 Kiểm tra ổn định phản lực đầu cọc

 Tải trọng truyền xuống đáy đài :

− Trọng lượng bản thõn đài cọc :Q bt  F H ủ ủ 10172.8kN

Kích thước khối móng quy ước Tiêu chí kiểm tra max min

Xác định kích thước khối móng quy ước

− Góc ma sát trung bình: tb H i II 23.28 0

− Chiều dài móng khối quy ước theo phương X:

− Chiều dài móng khối quy ước theo phương Y:

− Moment chống uốn: x 1 qu qu 2 3 y 1 qu 2 qu 3

− Chiều cao khối móng quy uớc: Hqư = LTB +L1+ Df 0.8 7.2+2+1.5 41.5m 

− Diện tích móng khối qui ước: A qu =L qu B 80.25m qu 2

− Khối lượng đất trong khối móng quy ước: Q d  A qu  H i i  161302.05kN

− Khối cọc và đài bê tông:

.15 1.15 tc tc qu dai qu tt tt tc x tc y xqu yqu

Hệ số điều kiện đất nền được xác định bằng m1 = 1, trong khi hệ số điều kiện công trình là m2 = 1 Các hệ số A, B, D được tra cứu từ bảng phụ thuộc vào góc ma sát dưới đáy khối móng quy ước, với giá trị φ = 22.04° dẫn đến a = 0.61, B = 3.44, và D = 6.04.

Kích thước cạnh bế của khối móng quy ước là b = 0.5m, với chiều sâu đặt khối móng so với cốt nền tự nhiên là h = 41.5m Đất trên nền đáy móng có dung trọng trung bình là  ' = 10.3 kN/m³.

+ h1 = 32.8 m - khoảng cách từ mặt dưới sàn tầng hầm đến mũi cọc

+ h2 = 0.35 m – chiều dày sàn tầng hầm

734.85 / 1831.75 / tc tc tc tc tc tb

 Như vậy nền đất dưới khối móng quy ước thỏa điểu kiện về ổn định

8.11.5 Kiểm tra xuyên thủng cho đài cọc:

8.11.6 Lực gây xuyên thủng do cột:

P xt  kN Pcx   kN  Vậy thoả điều kiện về xuyên thủng góc 45 0 8.11.7 Tính độ lún của khối móng quy ước

− Áp lực gây lún: p gl p tb tc   * D * f 734.85419.75315.1kN m/ 2

Để tính toán ứng suất gây lún cho khối móng, chia lớp đất dưới đáy thành nhiều lớp có độ dày 1 m Quá trình tính toán sẽ tiếp tục cho đến khi đạt điều kiện σ n bt ≥ 5σ n gl, đây là vị trí ngừng tính lún.

B và B z qu , với qu 1 qu

Bảng 8.14 Ứng suất gây lún móng lõi thang

Lớp 5-1 1 0.5 0.053 0.993 10.8 429.95 313.49 43145 0.581 Lớp 5-2 1 1.5 0.158 0.978 10.8 440.75 308.755 43145 0.572 Lớp 5-3 1 2.5 0.263 0.963 10.8 451.55 304.019 43145 0.564 Lớp 5-4 1 3.5 0.368 0.914 10.8 462.35 288.55 43145 0.535 Lớp 5-5 1 4.5 0.474 0.855 10.8 473.15 269.924 43145 0.5 Lớp 5-6 1 5.5 0.579 0.796 10.8 483.95 251.297 43145 0.466 Lớp 5-7 1 6.5 0.684 0.724 10.8 494.75 228.567 43145 0.424 Lớp 5-8 1 7.5 0.789 0.654 10.8 505.55 206.468 43145 0.383

Lớp 5-9 1 8.5 0.895 0.586 10.8 516.35 185 43145 0.343 Lớp 5-10 1 9.5 1 0.528 10.8 527.15 166.69 43145 0.309 Lớp 5-11 1 10.5 1.105 0.471 10.8 537.95 148.695 43145 0.276 Lớp 5-12 1 11.5 1.211 0.423 10.8 548.75 133.541 43145 0.248 Lớp 5-13 1 12.5 1.316 0.382 10.8 559.55 120.597 43145 0.224 Lớp 5-14 1 13.5 1.421 0.34 10.8 570.35 107.338 43145 0.199

Hình 8.25 Biểu đồ tính lún móng lõi thang

Các dãy Moment tính toán

Hình 8.29 Biểu đồ Moment theo phương Y (t.h min)

Bảng 8.15 Kết quả cốt thép theo phương X móng MLT

Tiêu đề	Chung Cư Cao Cấp Vạn Đô
Tác giả	Nguyễn Việt Nghĩa
Người hướng dẫn	TS. Nguyễn Minh Đức, TS. Lê Anh Thắng
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	2019
Thành phố	Tp. Hồ Chí Minh

Định dạng
Số trang	193
Dung lượng	3,57 MB