Chung cư trương đình hội

KIẾN TRÚC

Giới thiệu về công trình

1.1.1 Mục đích xây dựng công trình

Nền kinh tế Việt Nam đang trên đà phát triển mạnh mẽ, trở thành một trong những quốc gia có tốc độ tăng trưởng kinh tế lớn nhất tại khu vực Đông Nam Á và Châu Á Sự phát triển này đã tác động trực tiếp đến quá trình đô thị hóa và công nghiệp hóa đang diễn ra ngày càng nhanh chóng Các thành phố lớn như Hà Nội, Hồ Chí Minh, Bình Dương đang đóng vai trò là những hạt nhân quan trọng thúc đẩy sự phát triển kinh tế của cả nước.

Sự phát triển kinh tế mạnh mẽ của nước ta đã thu hút nhiều công ty, doanh nghiệp trong và ngoài nước đến thành phố Hồ Chí Minh làm việc, dẫn đến nhu cầu chỗ ở tăng cao Để giải quyết cấp bách tình trạng này, hàng loạt các cao ốc, chung cư được xây dựng tại đây, đáp ứng nhu cầu chỗ ở của người dân từ khắp nơi đổ dồn về thành phố.

Chung cư Trương Đình Hội là một ví dụ điển hình đáp ứng nhu cầu về chỗ ở hiện đại của người dân Với thiết kế hiện đại và trang bị các thiết bị cao cấp, chung cư này mang đến không gian sống thoải mái và tiện nghi, đáp ứng tối đa nhu cầu về chỗ ở của cư dân.

1.1.2 Vị trí và đặc điểm công trình

- Công trình nằm trên trục đường Đông Tây, quận 8 do đó thuận tiện lưu thông sang quận 1, quận 3, quận 5, quận 6

- Tiện ích đầy đủ: Café, siêu thị, nhà trẻ, trường học cấp 1, 2, 3, chợ, khu nhà hàng, khu thể thao, bệnh viện, phòng gym,

- Hệ thống cấp điện, nước trong khu vực đã hoàn thiện đáp ứng tốt các yêu cầu cho công tác xây dựng

1.1.3 Đặc điểm khí hậu nơi xây dựng

1.1.3.1 Khí hậu và nhiệt độ

Thành phố Hồ Chí Minh nằm gần vùng xích đạo và chịu sự ảnh hưởng của gió Lào nên khí hậu thành phố chia ra 2 mùa rõ rệt

Mùa mưa : Từ tháng 5 đến tháng 11

Lượng mưa trung bình : 274.4 mm (tháng 4)

Lượng mưa cao nhất : 638 mm (tháng 5)

Lượng mưa thấp nhất 31 mm (tháng 11) Độ ẩm tương đối trung bình : 78.5% Độ ẩm tương đối thấp nhất : 71%

3 Độ ẩm tương đối cao nhất : 86%

Mùa nắng : Từ tháng 12 đến tháng 4

Lượng nước bốc hơi : khá lớn, trong năm là 1350 mm, trung bình là 3.7 mm/ngày

Tổng bức xạ mặt trời

Trung bình : 11.7 kcal/cm 2 /tháng

Cao nhất : 14.2 kcal/cm 2 /tháng

Thấp nhất : 10.2 kcal/cm 2 /tháng

Hướng gió Tây Nam có vận tốc trung bình : 2.15 m/s

Gió thổi mạnh vào mùa mưa từ tháng 5 đến tháng 11, ngoài ra còn có gió Đông Bắc thổi nhẹ

Khu vực thành phố Hồ Chí Minh là khu vực được đánh giá là khu vực ít chịu ảnh hưởng của gió bão

Tốc độ gió trung bình 1.4 ÷ 1.6 m/s Hầu như không có gió bão, gió quật và gió xoáy thường xảy ra vào đầu và cuối mùa mưa.

Tổng quan Kiến trúc

Theo phụ lục II - Thông tư số 03/2016/TT-BXD ngày 10/03/2016 của Bộ Xây dựng: Công trình dân dụng - cấp II ( 40 (m) nên cần kể đến thành phần động của tải gió Tải trọng gió bao gồm hai thành phần là: gió tĩnh và gió động

7.4.1.1 Tính toán thành phần tĩnh của tải trọng gió

Tải trọng gió tĩnh được tính toán theo TCVN 2737 : 1995 như sau: Áp lực gió tĩnh tính toán tại cao độ z tính theo công thức:

Wtc = Wo × kz × c × n (4.3) Trong đó:

Công trình xây dựng ở Quận 8, TP.HCM thuộc khu vực II, do đó giá trị của áp lực gió Wo sẽ được lấy theo bản đồ phân vùng phụ lục D và điều 6.4 của TCVN 2737 : 1995.

A, ảnh hưởng của gió bão được đánh giá là yếu, lấy Wo = 0.83 kN/m 2

- kz: là hệ số tính đến sự thay đổi của áp lực gió theo độ cao, lấy theo bảng 5, TCVN 2737 : 1995, dạng địa hình C

- C: là hệ số khí động, đối với mặt đón gió c = + 0.8, mặt hút gió c = - 0.6

- n: là hệ số độ tin cậy của tải trọng gió, n = 1.2

Do tọa độ tâm hình học gần trùng với tọa độ tâm cứng của công trình và nằm trong mặt phẳng sàn, nên khi tính toán, sinh viên thường nhập gió tâm cứng Lý do là vì đã khai báo sàn tuyệt đối cứng, do đó tải gió sẽ được phân phối lại cho toàn bộ công trình.

Bảng 7.5 Giá trị của tải trọng gió tĩnh theo phương X

7.4.1.2 Tính toán thành phần động của tải trọng gió

Công trình có chiều cao 63.1m vượt quá 40m, do đó cần phải tính toán thành phần động của gió Để xác định thành phần động của gió, bước đầu tiên là xác định tần số dao động riêng của công trình, giúp đánh giá chính xác tác động của gió lên công trình.

Thiết lập sơ đồ tính toán động lực học và các bước tính:

- Sơ đồ tính toán là hệ thanh công xôn hữu hạn điểm tập trung khối lượng

- Chia công trình thành n phần sao cho mỗi phần có độ cứng và áp lực gió lên bề mặt công trình có như không đổi

- Vị trí các điểm tập trung khối lượng đặt tại cao trình sàn

Giá trị khối lượng tập trung là tổng khối lượng của bản thân kết cấu, các lớp cấu tạo sàn và hoạt tải tham gia vào công trình, được sử dụng để tính thành phần động của gió Theo các tiêu chuẩn xây dựng như TCVN 2737:1995 và TCXD 229-1999, giá trị này đóng vai trò quan trọng trong việc đánh giá sức chịu đựng của công trình trước các tác động của gió.

Việc tính toán dao động riêng của mô hình là một quá trình phức tạp, đòi hỏi sự hỗ trợ của phần mềm chuyên dụng Trong đồ án này, chúng tôi đã sử dụng ETABS - một công cụ phân tích mạnh mẽ để đánh giá các dạng dao động của mô hình, giúp cung cấp kết quả chính xác và đáng tin cậy.

Theo quy định tại TCXD 229 : 1999, khi tính toán tải trọng gió, chỉ cần xét đến thành phần động ứng với dạng dao động đầu tiên, với điều kiện tần số dao động riêng cơ bản thứ s phải thỏa mãn bất đẳng thức fs < fL < fs+1.

Khi tính toán tần số dao động riêng của kết cấu, ta có thể tham khảo giá trị fL trong bảng 2 của tiêu chuẩn xây dựng 229:1999 Đối với kết cấu sử dụng bê tông cốt thép, giá trị δ thường được lấy là 0,3, từ đó ta có thể tính được fL khoảng 1,3 Hz Ngoài ra, cần lưu ý rằng cột và vách thường được ngàm với móng để đảm bảo sự ổn định của kết cấu.

Gió động của công trình được tính toán theo hai phương X và Y, trong đó mỗi dạng dao động chỉ được xét theo phương có chuyển vị lớn hơn Quá trình khảo sát sử dụng phần mềm ETABS để phân tích 12 mô hình dao động (Mode dao), giúp đánh giá và dự đoán chính xác hơn sự phản ứng của công trình dưới tác động của gió.

54 động đầu tiên, kết quả chu kì và tần số của 12 dạng dao động lấy từ ETABS khi chưa có động đất được trình bày trong bảng sau:

Bảng 7.6 Kết quả chu kì và tần số dao động chưa kể đến động đất

Mode Chu kì (sec) Tần số (Hz)

Tần số dao động của Mode 1 và Mode 2 lần lượt là 0.66 và 0.7, trong đó Mode 1 có tần số nhỏ hơn fL (1.3) và Mode 2 có tần số lớn hơn fL Do đó, chúng tôi chỉ sử dụng Mode 1 và Mode 2 để tính toán thành phần động của tải trọng gió Dựa trên bảng dịch chuyển ngang của các Diaphragm ở mỗi mode dao động, chúng tôi đánh giá dạng dao động theo các phương để xác định tải trọng gió tác động lên công trình.

Bảng 7.7 Phương dao động của công trình

Mode Chu kì Tần số Phần trăm khối lượng dao động (%)

(sec) (Hz) UX UY RZ

Công trình này là một công trình phức tạp, do đó các Mode dao động không dao động triệt để theo một phương duy nhất mà có sự tham gia đáng kể của dao động của phương còn lại, còn được gọi là dao động couple Trong giới hạn của đồ án tính toán gió động, ảnh hưởng của xoắn thường được bỏ qua trong việc tính toán gió động Vì vậy, thành phần động của gió sẽ được tính toán theo phương X là Mode 1 và phương Y là Mode 2 Cuối cùng, gió động sẽ được gán vào tọa độ tâm cứng của công trình để đảm bảo tính chính xác trong quá trình tính toán.

Bảng 7.8 Giá trị thành phần động của tải trọng gió theo phương X Mode 1

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

Bảng 7.9 Giá trị thành phần động của tải trọng gió theo phương Y Mode 2

(kN) y ji y ji W Fj y ji 2 M j W pjiX (kN)

7.4.1.3 Tổ hợp tải trọng gió

Bảng 7.10 Kết quả tổng tải trọng gió

Thành phần gió tĩnh Thành phần gió động

W Xj (kN) W Yj (kN) W Xj (kN) W Yj (kN)

7.4.2 Tải trọng động đất Động đất được xem như là một trong những yêu cầu bắt buộc không thể thiếu và là yêu cầu quan trọng nhất khi thiết kế các công trình cao tầng Do đó, bất kỳ công trình xây dựng nào nằm ở phân vùng về động đất phải tính toán tải trọng động đất

Theo TCVN 9386 : 2012, có 2 phương pháp tính toán tải trọng động đất là phương pháp tĩnh lực ngang tương đương và phương pháp phân tích phổ dao động

Trong đồ án này, sinh viên áp dụng phương pháp phân tích phổ phản ứng dao động để tính toán tải trọng theo Điều 4.3.3.3 TCVN 9386: 2012 Kết quả tính toán tải trọng động đất được thực hiện dựa trên tiêu chuẩn TCVN 9386: 2012 và hỗ trợ của phần mềm ETABS, giúp đảm bảo độ chính xác và tin cậy của kết quả.

7.4.2.1 Phổ phản ứng thiết kế theo phương ngang

Xác định loại đất nền

Dựa trên hồ sơ địa chất xây dựng, kết quả chỉ số NSPT nằm trong khoảng từ 15-50, cho thấy đất nền thuộc loại C theo quy định tại Điều 3.1.2, Bảng 3.1 của Tiêu chuẩn Việt Nam TCVN 9386 – 2012 về thiết kế công trình chịu động đất.

Xác định tỉ số a gR /g

Gia tốc nền ứng với vị trí xây dựng công trình:

Xác định hệ số tầm quan trọng

Hệ số tầm quan trọng  = 1 1 (Tra bảng phụ lục E trong TCVN 9386:2012 ứng với công trình nhà chung cư từ 9 – 19 tầng)

Xác định gia tốc nền đất thiết kế

→ Không thiết kế kháng chấn

Xác định hệ số ứng xử q của kết cấu bê tông cốt thép

Hệ số ứng xử q là một yếu tố quan trọng trong thiết kế kết cấu, phản ánh khả năng tiêu tán năng lượng và tính dẻo của kết cấu Đối với hệ kết cấu hỗn hợp có vách cứng, đặc biệt là nhà nhiều tầng hoặc khung nhiều nhịp, hệ số q thường được lấy là 3×1.3=3.9.

Bảng 7.11 Giá trị tham số mô tả phổ phản ứng đàn hồi

Phổ phản ứng đàn hồi Sd (T) của công trình được xác định qua các biểu thức sau:

- T: Chu kì dao động của hệ tuyến tính một bậc tự do

- Sd (T): Phổ phản ứng thiết kế đàn hồi theo phương nằm ngang

- ag: Gia tốc nền thiết kế trên nền loại A (ag =agR 1)

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

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

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

- : Hệ số ứng với cận dưới của phổ thiết kế theo phương ngang,  = 0.2

Gán vào etabs tính toán

Hình 7.1 Biểu đồ phổ phản ứng thiết kế theo phương ngang 7.4.2.2 Phổ phản ứng thiết kế theo phương đứng

Thiết kế cốt thép hệ khung: tính toán khung trục D và khung trục 2

7.5.1 Thiết kế cốt thép dầm

Cốt thép trong dầm thường được tính toán dựa trên cấu kiện chịu uốn Để đơn giản hóa quá trình tính toán, một chương trình tính toán cốt thép cho dầm có thể được phát triển dựa trên số liệu xuất ra từ ETABS Dữ liệu xuất ra từ ETABS bao gồm biểu đồ bao Moment của tất cả các tổ hợp, và việc tính toán cốt thép sẽ được thực hiện tại 3 tiết diện nguy hiểm quan trọng nhất theo biểu đồ bao nội lực.

Các công thức tính toán: m 2 m s b b o b b o b s

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

- àmin: tỷ lệ cốt thộp tối thiểu, thường lấy: àmin = 0.05%

- àmax: tỷ lệ cốt thộp tối đa, thường lấy: b max R R s s sc,u

→  =   Ví dụ tính toán: Dầm ở TẦNG 3 TRỤC A, B1, b h 00 600 , Mnhịp = 117.27 (kN.m)

Giả thiết: a gt ` (mm)→ = − =h o h a 600 60 540 (mm)− 77

→  = =   Kiểm tra hàm lượng cốt thép: s min max o

Vì tính thép dầm với số lượng mặt cắt rất lớn nên cần có sự hỗ trợ của các chương trình tính hoặc bảng tính

KẾT QUẢ TÍNH THÉP DẦM CỦA DẦM TẦNG ĐIỂN HÌNH ĐƯỢC TRÌNH BÀY Ở PHỤ LỤC 2, MỤC 2

Bảng 7.21 Kết quả tính thép dầm trục A – Tầng điển hình

C.thép tính Chọn thép C.thép chọn m tt m ch Hệ số dầm mặt cắt (kNm) (mm) (mm) (mm) (mm) A s (cm 2 ) Chạy suốt gia cường A s (cm 2 ) (%) (%) an toàn

Gối trỏi -148.33 300 600 60 540.0 0.111 0.118 8.34 2 ỉ 20 1 ỉ 20 9.42 0.51 0.58 1.13 Nhịp 117.27 300 600 60 540.0 0.088 0.092 6.50 2 ỉ 20 6.28 0.40 0.39 0.97 Gối Phải -203.51 300 600 60 540.0 0.152 0.166 11.74 2 ỉ 20 2 ỉ 20 12.57 0.72 0.78 1.07

7.5.2 Thiết kế cốt thép cột

7.5.2.1 Lí thuyết tính toán cột lệch tâm xiên

Cốt thép trong cột thường được tính toán như cột chịu nén lệch tâm xiên, đảm bảo khả năng chịu tải trọng và độ ổn định của cột Dữ liệu đầu ra từ phần mềm ETABS sẽ cung cấp biểu đồ Moment của tất cả các tổ hợp tải trọng, ngoại trừ tổ hợp bao, giúp đánh giá và phân tích tải trọng tác động lên cột một cách chính xác.

Phương pháp tính toán gần đúng dựa trên việc biến đổi trường hợp nén lệch tâm xiên thành nén lệch tâm phẳng tương đương để tính cốt thép

Xét tiết diện có cạnh Cx và Cy Điều kiện áp dụng phương pháp gần đúng là x y

 C  (4.11), khi đó cốt thép được đặt theo chu vi, phân bố đều hoặc cốt thép đặt theo phương cạnh ngắn có mật độ dày hơn

Khi xét đến tiết diện chịu lực nén N, moment uốn Mx và My, cũng như độ lệch tâm ngẫu nhiên eax, eay, chúng ta cần tính toán kỹ lưỡng để đảm bảo kết cấu vững chắc Sau khi phân tích uốn dọc theo hai phương, chúng ta có thể xác định hệ số x, y, giúp chúng ta hiểu rõ hơn về khả năng chịu tải của kết cấu Đặc biệt, moment đã gia tăng Mx1 cũng cần được tính toán để đảm bảo an toàn và ổn định cho toàn bộ hệ thống.

Tùy thuộc vào tương quan giữa giá trị Mx1, My1 với kích thước các cạnh, mô hình tính toán sẽ được áp dụng theo phương x hoặc phương y dựa trên các điều kiện và kí hiệu cụ thể được quy định trong bảng tham chiếu.

Bảng 7.22 Mô hình tính toán cột lệch tâm xiên

Mô hình Theo phương x Theo phương y Điều kiện x1 y1 x y

Giả thiết chiều dày lớp đệm a, tính ho = h – a; z = h - 2a chuẩn bị các số liệu Rb, Rs, Rsc,

R như đối với trường hợp nén lệch tâm phẳng, tiến hành tính toán theo trường hợp đặt cốt thép đối xứng:

Hệ số chuyển đổi mo

Tính moment tương đương quy nén lệch tâm xiên thành lệch tâm phẳng:

= N (4.15) Với kết cấu tĩnh định thì e o = +e 1 e a (4.16)

Với kết cấu siêu tĩnh thì eo =Max e ;e( 1 a )

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

 =h  tính toán gần như nén đúng tâm

Hệ số ảnh hưởng độ lệch tâm:

Hệ số uốn dọc phụ thuộc thêm khi xét nén đúng tâm:

Khi  14 lấy  = 1; khi 14  104 lấy  theo công thức sau:

Diện tích toàn bộ cốt thép dọc Ast: e b e st sc b

 =h  và đồng thời x 1   R h o Tính toán theo trường hợp nén lệch tâm bé Xác định chiều cao vùng nén x theo công thức sau:

Diện tích toàn bộ cốt thép dọc Ast:

 =h  và đồng thời x 1   R h o Tính toán theo trường hợp nén lệch tâm lớn Diện tích toàn bộ cốt thép dọc Ast:

Cốt thép được đặt theo chu vi trong đó cốt thép đặt theo cạnh ngắn có mật độ lớn hơn hoặc bằng mật độ theo cạnh còn lại

Kiểm tra hàm lượng thép trong cột:

Bảng 7.23 Hàm lượng thép trong cột Độ mảnh  min (%)  max (%) b 5

Khi thiết kế công trình chịu động đất, cần tuân thủ các quy định về bố trí cốt thép để đảm bảo an toàn và chịu lực tốt Theo Điều 5.4.3.2.2 TCVN 986:2012, tổng hàm lượng cốt thép dọc không được nhỏ hơn 1% và không được vượt quá 4% để đảm bảo khả năng chịu lực của công trình Đồng thời, trong tiết diện ngang đối xứng, cần bố trí cốt thép đối xứng để tăng cường độ bền và ổn định cho công trình.

Bảng 7.24 Dữ liệu tính toán cốt thép cho cột C13

Hình 7.7 Sơ đồ nội lực nén lệch tâm xiên

Chiều cao tầng l 2.9 (m) = → = = l ox l oy 0.7 2.9 2030  =

Xét uốn dọc theo phương X: ox x x l 2.1 100

 lấy  = x 1 x ax c l 50 10 2.1 1000 e Max ; Max ; 16.67 (mm)

Hệ kết cấu siêu tĩnh, lấy eox =Max e ;e( 1x ax )=Max 883.8;16.67( )7.7 (mm)

Xét uốn dọc theo phương Y: y oy y l 2.1 100

 , lấy  = x 1 y ay c l 50 10 2.1 1000 e Max ; Max ; 16.67 (mm)

= = = =  Hệ kết cấu siêu tĩnh, lấy e oy = Max e ; e ( 1y ay ) = Max 631;16.67 ( ) = 635 (mm)

M =   N e 85.26 1 0.635 143 (kN.m)  Mô hình tính toán:

M M c  c → Tính theo phương X, khi đó quy đổi nén lệch tâm xiên thành nén lệch tâm phẳng tương đương với: x y

Giả thiết: gt o gt a gt a 40 (mm); h h a 400 40 360 (mm) z h 2a 320 (mm)

= +   = +   = Độ lệch tâm tĩnh học:

= =  Độ lệch tâm ngẫu nhiên: a ax ay e = e + 0.2e = 16.67 0.2 16.67 20 (mm) +  = Độ lệch tâm ban đầu:

( ) ( ) o 1 a e =Max e ;e =Max 1497.3; 20 97.3 (mm) Độ lệch tâm quy đổi: e e = + o 0.5h a 1497.3 0.5 500 40 1707.3 (mm) − = +  − = Xét tỉ số: o o e 1497.3

→ Tính toán theo trường hợp nén lệch tâm lớn ( Trường hợp 3)

Diện tích toàn bộ cốt thép dọc:

Tương tự như dầm, do số lượng cột thiết kế cốt thép cho hai khung trục D và trục 2 rất dài, trong phần thuyết minh này, chúng tôi sẽ tập trung thể hiện tính toán một cột điển hình thiết kế cốt thép cho cột C13, đại diện cho các cột khác trong công trình.

KẾT QUẢ TÍNH THÉP CỘT CỦA 2 KHUNG TRỤC D VÀ KHUNG TRỤC 2 ĐƯỢC TRÌNH BÀY Ở PHỤ LỤC 2, MỤC 2.3

Bảng 7.25 Kết quả tính thép cột C1 trục 2A

Story Column Load P(kN) M y (kN.m) M x (kN.m) Cx(cm) Cy(cm) a(cm) L(m) As(cm²) μ% Chọn thép A sc (cm 2 ) μ%chon

7.5.2.3 Thiết kế cốt đai cho cột

Cốt thép ngang trong cột đóng vai trò quan trọng trong việc liên kết với các thanh thép dọc, tạo thành hệ khung chắc chắn và giữ đúng vị trí cốt thép khi thi công Khi cốt thép dọc chịu nén, cốt thép ngang giúp giữ ổn định và ngăn chặn sự cong, phá vỡ lớp bê tông bảo vệ và bật ra khỏi bê tông Đồng thời, cốt thép ngang cũng giữ cho cốt thép dọc không bị cong và bật ra ngoài, chịu lực kéo và đòi hỏi phải được neo chắc chắn để tránh bị bung ra hoặc bị kéo đứt nếu đường kính thép đai không phù hợp.

Khoảng cách giữa các thép đai tại vị trí nối buộc thép đặt thép đai không được vượt quá 10φmin Đồng thời, trong đoạn nối buộc cốt thép cần đảm bảo có ít nhất 4 cốt thép đai để đáp ứng yêu cầu kỹ thuật và đảm bảo an toàn cho công trình.

Khoảng cách giữa các thép đai trong đoạn còn lại được tính toán dựa trên công thức S = Min(10docmin ;400mm) Theo quy định này, kết hợp với yêu cầu về kháng chấn trong mục 6.8.4, việc bố trí cốt thép đai trong cột cần được thực hiện một cách cẩn thận và chính xác để đảm bảo khả năng chịu lực và độ an toàn của công trình.

- Trong khoảng vựng tới hạn bố trớ cốt đai ỉ8a150

- Đoạn cũn lại bố trớ cốt đai ỉ8a200

7.5.3 Thiết kế cốt thép vách

7.5.3.1 Phương pháp phân bố ứng suất đàn hồi

Phương pháp tính toán cốt thép cho vách dựa trên nguyên tắc chia vách thành những phần tử nhỏ, giả định rằng ứng suất phân bố đều trong mỗi phần tử Mỗi phần tử này được coi như một cột nhỏ chịu lực kéo hoặc nén đúng tâm, từ đó thực hiện tính toán cốt thép cho từng phần tử một cách riêng biệt.

Các giả thiết cơ bản:

- Vật liệu làm việc đàn hồi

- Ứng lực kéo do cốt thép chịu, ứng lực nén do cả bê tông và cốt thép chịu

- Bước 1: Xác định trục chính và moment quán tính chính trung tâm

Bước 2: Chia vách thành các phần tử nhỏ

Hình 7.8 Chia vách thành các phần tử nhỏ

- Bước 3: Tính lực dọc tác dụng vào mỗi phần tử do lực dọc N và Moment trong mặt phẳng Mx gây ra

- Bước 4: Tính diện tích cốt thép chịu kéo, nén

Phương pháp kiểm tra hàm lượng cốt thép được thực hiện tại bước 5, trong đó nếu Asc < 0, As > 0 thì đặt cốt thép cấu tạo Ưu điểm của phương pháp này là tính toán đơn giản, dễ dàng áp dụng không chỉ đối với vách phẳng Tuy nhiên, phương pháp này có hạn chế là giả thiết cốt thép chịu nén và chịu kéo đều đạt đến giới hạn chảy trên toàn tiết diện vách chưa chính xác, chỉ đúng tại những phần tử biên hai đầu vách, còn các phần tử giữa vách cốt thép chưa đạt đến giới hạn chảy.

7.5.3.2 Phương pháp vùng biên chịu moment

Phương pháp này giả định rằng cốt thép đặt ở vùng biên hai đầu vách sẽ chịu toàn bộ moment tác động lên vách Đồng thời, lực dọc được phân bố đều trên toàn chiều dài của vách, đảm bảo phân phối tải trọng một cách hợp lý và tối ưu.

Các giả thiết cơ bản:

- Ứng suất kéo do cốt thép chịu

- Ứng lực nén do cả bê tông và cốt thép chịu

Bước đầu tiên trong phân tích vùng biên chịu moment là giả thiết chiều dài B của vùng này Khi xét vách chịu lực dọc trục N và moment trong mặt phẳng Mx, chúng ta có thể coi moment Mx tương đương với một cặp ngẫu lực đặt ở trọng tâm hai vùng biên, giúp đơn giản hóa quá trình tính toán và phân tích.

- Bước 2: Xác định lực kéo hoặc nén trong vùng biên x

- Ab: là diện tích vùng biên

- A: là diện tích mặt cắt vách

Hình 7.9 Vùng biên chịu moment

- Bước 3: Tính cốt thép chịu kéo nén

Để đảm bảo kết cấu vững chắc, bước 4 yêu cầu kiểm tra hàm lượng cốt thép Nếu kết quả không thỏa mãn yêu cầu, cần tăng kích thước B của vùng biên lên và tính toán lại từ bước 1 Lưu ý rằng chiều dài của vùng biên không được vượt quá giá trị lớn nhất là L/2, nếu không sẽ phải tăng bề dày vách để đảm bảo an toàn và hiệu quả kết cấu.

Bước 5 trong quá trình thiết kế và xây dựng cấu kiện chịu nén đúng tâm là kiểm tra phần vách còn lại giữa hai vùng biên Nếu bê tông đã đủ khả năng chịu nén, bước tiếp theo là đặt thép cấu tạo để tăng cường độ bền và đảm bảo an toàn cho công trình.

Số liệu địa chất công trình

Kết quả khảo sát địa chất cho thấy, từ cao trình tự nhiên đến chiều sâu hố khoan 80m, địa tầng tại vị trí xây dựng công trình được phân chia thành các lớp riêng biệt, cung cấp thông tin quan trọng về cấu trúc địa chất của khu vực.

- Lớp 1: Đất san lấp, dày 1m

- Lớp 2: Sét lẫn sạn sỏi màu xám trắng – nâu đỏ, trạng thái dẻo cứng – nửa cứng, dày 8m

- Lớp 3: Cát pha, màu nâu vàng – xám trắng – nâu đỏ, trạng thái chặt vừa, dày 44.8m

- Lớp 4: Sét, màu nâu vàng – xám trắng – xám xanh – nâu đỏ, trạng thái nửa cứng – cứng, dày 4.9m

Lớp 5: Cát pha, màu nâu vàng – xám trắng - xám xanh, dày 21.3m

Bảng 8.1 Đặc trưng cơ lí đất nền

Lực dính c (kN/m 2 ) Độ sệt

Phương án móng cọc khoan nhồi

Chọn cọc có đường kính: 0.8m

Sơ bộ chiều cao đài cọc: hđài = 2 m

Chọn đầu cọc đập vỡ 0.8 m và 0.2m cọc ngàm vào đài

Chọn chiều dài cọc: Lcọc = 40m

Chiều dài của cọc nằm trong đất là:

Cao độ đặt đài móng tính từ mặt đất tự nhiên: -5 (m)

→ Cao độ mũi cọc tính từ mặt đất tự nhiên: 39 + 5 = 44 (m)

Chu vi tiết diện cọc: u = ×0.8 = 2.513m

Diện tích tiết diện ngang cọc: Ab = ×0.8 2 /4 = 0.502m 2

Thộp dọc trong cọc: chọn cốt thộp AII 16ỉ20, As = 0.005m 2 (1% Tiết diện cọc)

8.2.3 Sức chịu tải của cọc khoan nhồi

8.2.3.1 Sức chịu tải của cọc theo vật liệu vl cb cb b b sc st

- Ast: Tổng diện tích cốt thép dọc trong cọc;

- Ab: Diện tích bêtông trong cùng tiết diện cọc;

- Rsc: Cường độ tính toán về nén của cốt thép;

- Rb: Cường độ chịu nén của bê tông;

- cb = 0.85: Hệ số điều kiện làm việc (mục 7.1.9 TCVN 10304 -2014);

- ’cb = 0.7: Hệ số kể đến việc thi công cọc (mục 7.1.9 TCVN 10304 -2014);

- : Hệ số kể đến ảnh hưởng uốn dọc;

Để xác định chiều dài làm việc của cọc, Điều 7.1.8 TCVN 10304:2014 cho phép xem cọc như một thanh ngàm cứng trong đất tại tiết diện nằm cách đáy đài một khoảng l1 xác định Chiều dài này được tính toán dựa trên cường độ vật liệu của cọc và được xác định theo công thức cụ thể.

- lo: là chiều dài đoạn cọc kể từ đáy đài cao tới cao độ san nền Ở đây là cọc đài thấp nên lo = 0

- Hệ số biến dạng: 5 p c b kb

- bp = 0.8 + 0.5 = 1.1m (cọc có đường kính d ≥ 0.8)

Xác định hệ số k, được tính trung bình qua các lớp đất (bảng A.1 TCVN 10304:2014)

Bảng 8.2 Hệ số tỉ lệ từng lớp đất

Lớp Tên Chiều dày (m) IL k

2 Sét lẫn sạn, trạng thái dẻo cứng – nửa cứng 8 0.23 12000

3 Cát pha trạng thái chặt vừa 44.8 0.06 12000 i i 4 td i k k h 12000 (kN/m )

Xác định độ mảnh của cọc: l 1 6.24 7.8 m ( ) 28 1 d 0.8

 = = =  →  vl cb cb b b sc st

=     +  8.2.3.2 Sức chịu tải của cọc theo chỉ tiêu cơ lý đất nền (Mục 7.2.3 TCVN 10304:2014)

Sức chịu tải trọng nén Rc,u của cọc treo hạ bằng phương pháp ép nhồi, cọc khoan nhồi được xác định bằng tổng sức kháng của đất dưới mũi cọc và trên thân cọc, phản ánh khả năng chịu lực của cọc trong điều kiện tải trọng nén.

- γc: Hệ số điều kiện làm việc của cọc trong đất γc = 1;

- γcq: hệ số điều kiện làm việc của đất dưới mũi có xét đến ảnh hưởng của phương pháp hạ cọc đến sức kháng của đất γcq = 1

Hệ số điều kiện làm việc của đất trên thân cọc, ký hiệu là γcf, là một thông số quan trọng trong tính toán sức kháng của đất Theo Bảng 5 của TCVN 10304:2014, giá trị của γcf thường được lấy bằng 1, điều này cho phép tính toán sức kháng của đất một cách chính xác hơn, đồng thời cũng xét đến ảnh hưởng của phương pháp hạ cọc đến sức kháng của đất.

- u: Chu vi tiết diện ngang thân cọc, u = 2.513(m);

- Ab: Diện tích cọc tựa lên đất, Ab = 0.502 m 2 ;

- li: Chiều dài đoạn cọc nằm trong lớp đất thứ “i”;

- fi: Cường độ sức kháng trung bình của lớp đất thứ “i”;

Cường độ sức kháng của đất dưới mũi cọc được xác định dựa trên các thông số của lớp đất tại cao trình -44m, bao gồm cát pha có chỉ số dẻo Ip >4 và hệ số rỗng e >= 0.5 Theo mục 7.2.3 của TCVN 10304:2014, giá trị qb được tính toán thông qua một công thức cụ thể, giúp xác định khả năng chịu tải của đất dưới mũi cọc.

-  = ' l 10.2 ( kN/m ) 3 : Dung trọng tính toán nền đất dưới mũi cọc (có xét đến tác dụng đẩy nổi trong đất bão hoà)

-  = l 10.2 ( kN/m ) 3 : Dung trọng tính toán nền đất trên mũi cọc (có xét đến tác dụng đẩy nổi trong đất bão hoà)

Các hệ số     tra theo góc ma sát l =  = 28 o 28' theo bảng 6,

Bảng 8.3 Xác định thành phần kháng của đất trên thành cọc khoan nhồi

Lớp Lớp phân tố Độ sâu trung bình

8.2.3.3 Tính toán sức chịu tải của cọc theo SPT

Trong thực hành thiết kế hiện nay, tính toán sức chịu tải cọc thường dựa vào kết quả thí nghiệm xuyên tiêu chuẩn (SPT) thông qua hai công thức phổ biến là Meyerhof và công thức của Viện kiến trúc Nhật Bản Công thức của Viện kiến trúc Nhật Bản thường được sinh viên sử dụng để tính sức chịu tải trọng nén cực hạn của cọc.

( ) c,u c cq b b cf ci ci si si

- qb: Cường độ sức kháng của đất dưới mũi cọc,q b =k N 1 p ;

- k1: Hệ số lấy k1 = 150 đối với cọc khoan nhồi;

- Np: Chỉ số SPT trung bình trong khoảng 1d phía trên mũi cọc và 4d phía dưới mũi cọc;

- Ns,i: Chỉ số SPT trung bình của lớp đất thứ i trên thân cọc;

- u: Chu vi tiết diện ngang cọc;

- fi: Cường độ sức kháng của đất theo thân cọc:

Trong các lớp đất rời: si 10N s,i f = 3 Trong các lớp đất dính: f ci =  p L u,i f c

p: Hệ số xác định theo trên biểu đồ Hình G.2a (TCVN 10304 – 2014);

Hình 8.1 Biểu đồ xác định hệ số  và fL

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

Lớp đất 2: Đất dính f ci =  p L u,i f c

Tra hình ta được  p =0.95, fL=1 ci p

Lớp thứ 3: Đất rời si s,i f 10N

( ) c,u 2 c cq b b cf si si ci ci

8.2.3.4 Sức chịu tải 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 của cọc theo cường độ đất nền xác định theo công thức sau: c,u c cq b b cf i i

- Ab: Diện tích tiết diện ngang cọc (Ab = 0.5026m 2 );

- u: Chu vi tiết diện ngang thân cọc (u = 2.531m);

- li: Chiều dài đoạn cọc nằm trong lớp đất thứ “i”;

- qb: Cường độ sức kháng của đất dưới mũi cọc, q b = cN ' c + q N '  b ' q

- N , N ' c ' q : Các hệ số sức chịu tải của đất dưới mũi cọc, tra  o theo Berezantzev

Năm 1961, cho cọc khoan nhồi, giả định đất cát dưới mũi cọc có N ' c = 0, ứng suất hữu hiệu theo phương đứng do đất gây ra tại cao trình mũi cọc, ký hiệu qb, được tính toán tại độ sâu ZL = 44m, tương đương với ứng suất pháp hữu hiệu theo phương đứng do đất gây ra tại cùng độ sâu.

Hình 8.2 Biểu đồ xác định hệ số N’q theo Berezantzev (1961)

Cường độ sức kháng trung bình (ma sát đơn vị) của lớp đất thứ "i" trên thân cọc được xác định bởi giá trị fi Theo mục G2.2 TCVN 10304-2014, giá trị này được tính toán dựa trên công thức fi = k i  v,z tg i, áp dụng cho các lớp đất rời.

Trong các lớp đất dính: f i = c u,i

- k i = −1 Sin i : Hệ số áp lực ngang của lớp đất thứ “i”;

- v,z: Ứng suất hữu hiệu giữa lớp đất thứ “i” theo phương thẳng đứng;

-  i : Góc ma sát của đất và cọc, đối với cọc bê tông cốt thép thì  = i i ;

: Hệ số xác định theo trên biểu đồ Hình G.1 (TCVN 10304 – 2014)

Hình 8.3 Biểu đồ xác định hệ số 

- Ns,i: Chỉ số SPT trung bình của lớp đất thứ “i” trên thân cọc;

- Nc,i: Chỉ số SPT trong đất dính của lớp đất thứ “i” trên thân cọc;

Bảng 8.4 Xác định thành phần kháng của đất trên thành cọc

Bảng 8.5 Xác định thành phần kháng của đất trên thành cọc

Vậy ta có: c,u 3 c cq b b cf i i

Bảng 8.6 Tổng hợp sức chịu tải của cọc khoan nhồi Sức chịu tải của cọc khoan nhồi

Theo chỉ tiêu cơ lý đất nền 8983.02 Theo Công thức Nhật Bản 6767 Theo chỉ tiêu cường độ đất nền 9131.9

Sức chịu tải đặc trưng: R ck = min R ( cu,i ) = 6767 (kN) (5.6)

Sức chịu tải thiết kế: cd ck k

Hình 8.4 Mặt bằng bố trí móng cọc khoan nhồi

8.2.4.1 Xác định số lượng cọc và bố trí

Bảng 8.7 Phản lực chân cột móng M1

COMB4 397.0439 937.5865 5251.0508 162.6019 -9.3619 95.5307 COMB5 444.2918 1172.0777 5485.9593 130.7663 -18.5154 141.21 COMB6 540.7857 1340.5129 5715.2229 251.0157 -6.2317 105.5877 COMB7 604.2738 1373.0926 6092.5138 251.6013 -11.6299 101.098 COMB8 539.912 1152.0142 5766.8911 280.0683 5.6607 67.1666 COMB9 646.797 1584.1346 6303.9314 222.9493 -19.8681 142.2094 COMB10 MAX 443.7637 1046.2067 5464.0853 177.3841 3.8458 124.3556 COMB10 MIN 244.65 773.7439 4396.6665 146.8305 -19.6606 69.4334 COMB11 MAX 437.8317 1208.0141 5367.7501 201.4579 11.1152 150.4045 COMB11 MIN 250.5819 611.9365 4493.0017 122.7566 -26.93 43.3844 COMB12 MAX 514.6016 1192.2958 5755.2621 207.067 3.0413 126.1659 COMB12 MIN 315.4879 919.8329 4687.8433 176.5134 -20.4651 71.2437 COMB13 MAX 508.6696 1354.1031 5658.9269 231.1408 10.3107 152.2148 COMB13 MIN 321.4198 758.0256 4784.1785 152.4396 -27.7345 45.1948

Tổng lực dọc lớn nhất tác dụng lên móng M1: Ntt c03.93 (kN)

Sơ bộ xác định số cọc như sau: tt coc cd

Chọn kích thước đài cọc và bố trí như sau:

Bảng 8.8 Tọa độ các cọc trong móng M1

Trọng lượng của đài: W = Vd × γd = [(4 × 3.68) – (2.08×1.188)] × 2 × 25 = 612.45 (kN) Tải trọng đứng tác dụng tại đáy đài:

MXd = MXi + FYi × Hd (kN.m);

MYd = MYi +FXi× Hd (kNm);

Tính các giá trị Pmax(j), Pmin(j)

Xd max Yd max i max,min(i) 2 2 coc i i

Bảng 8.9 Kết quả tính Pmax – Pmin bằng công thức móng M1

COMB9 646.797 1584.135 6303.93 222.9493 -19.8681 142.2094 6916.4 3391.2 1273.7 4276.8 334.11 COMB10 MAX 443.764 1046.207 5464.085 177.3841 3.8458 124.3556 6076.5 2269.8 891.37 3362 689.02 COMB10 MIN 244.65 773.7439 4396.667 146.8305 -19.6606 69.4334 5009.1 1694.3 469.64 2581.5 757.87 COMB11 MAX 437.832 1208.014 5367.75 201.4579 11.1152 150.4045 5980.2 2617.5 886.78 3472.7 514.06 COMB11 MIN 250.582 611.9365 4493.002 122.7566 -26.93 43.3844 5105.5 1346.6 474.23 2470.8 932.84 COMB12 MAX 514.602 1192.296 5755.262 207.067 3.0413 126.1659 6367.7 2591.7 1032.2 3654.9 590.22 COMB12 MIN 315.488 919.8329 4687.843 176.5134 -20.4651 71.2437 5300.3 2016.2 610.51 2874.5 659.07 COMB13 MAX 508.67 1354.103 5658.927 231.1408 10.3107 152.2148 6271.4 2939.3 1027.6 3765.7 415.25 COMB13 MIN 321.42 758.0256 4784.179 152.4396 -27.7345 45.1948 5396.6 1668.5 615.11 2763.7 834.04

Bảng 8.10 Kết quả điều kiện của cọc

→ Thỏa điều kiện cọc không bị phá hủy và cọc không bị nhổ

8.2.4.2 Kiểm tra áp lực nền dưới mũi cọc

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

Xác định kích thước khối móng quy ước

Khái niệm về cọc và đất giữa các cọc được coi là làm việc đồng thời như một khối móng đồng nhất đặt trên lớp đất bên dưới mũi cọc Theo đó, mặt truyền tải của khối móng được quy ước mở rộng hơn so với diện tích đáy đài, với góc mở được xác định rõ ràng trong mục 7.4.4 của TCVN 10304:2014.

Bảng 8.11 Góc ma sát trong

Góc ma sát trung bình:

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

- li : Chiều dài đoạn cọc trong lớp đất thứ “i”

Hình 8.6 Móng quy ước cho móng 3 cọc

Hình 8.7 Khối móng quy ước cho móng 3 cọc

Khối móng quy ước như một khối trụ hình tròn, có bán kính: tb 27.21

Chiều cao khối móng quy ước: Hqu = h + hđài = 39 + 2 = 41 (m)

Trọng lượng khối móng quy ước:

W =H     =R 41 6.43 10.1 53726.26 (kN)Tải trọng quy về đáy khối móng quy ước: tc tc d qu tc tc xd x tc tc yd y

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

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

Sức chịu tải tiêu chuẩn của đất nền dưới đáy móng theo Điều 4.5.9, TCVN 9362:2012:

1 2 tc II II II 0 tc m m

Hệ số điều kiện làm việc của đất nền và hệ số điều kiện làm việc của nhà hoặc công trình có tác dụng qua lại với nền được ký hiệu lần lượt là m1 và m2 Theo Bảng 15 của Điều 4.6.10 TCVN 9362:2012, đối với đất mịn no nước, giá trị của m1 là 1.2 và giá trị của m2 là 1.1.

- ktc: Hệ số độ tin cậy tra theo Điều 4.6.11 TCVN 9362–2012, các đặc trưng tính toán lấy trực tiếp từ các bảng thống kê → ktc = 1.1;

- A, B, D: Các hệ số không thứ nguyên lấy theo Bảng 14, TCVN 9362:2012, phụ thuộc vào góc ma sát trong II = 28.47 o → A = 1.102, B = 5.085, C = 7.53;

- b: Quy đổi về bề rộng hình tròn, b= F= R 2 =6.43  4 (m)

- h: Chiều cao của khối móng quy ước, h = Hqu = 41 (m)

- II: Dung trọng lớp đất từ đáy khối móng qui ước trở xuống, vì lớp đất dưới mực nước ngầm nên II = 10.2 (kN/m 3 )

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

- cII: Giá trị lực dính đơn vị nằm trực tiếp dưới đáy móng, c = 6.26 (kN/m 2 );

- ho: Chiều sâu đến nền tầng hầm, ho = h – htđ;

- htđ: Chiều sâu đặt móng tính đổi kể từ nền tầng hầm bên trong nhà có tầng hầm

- h1: Chiều dày lớp đất phía trên đáy móng, h1 = 39 (m);

- h2: Chiều dày của kết cầu sàn tầng hầm, h2 = 0.3 (m);

- kc: Trọng lượng thể tích của kết cấu sàn tầng hầm, kc = 25 (kN/m 3 );

Vậy sức chịu tải tiêu chuẩn của đất nền dưới đáy móng là:

Kiểm tra áp lực nền dưới đáy móng:

Với giá trị p tc tb = 422,24 (kN/m) và R 2  tc = 2684,93 (kN/m) 2, nền dưới mũi cọc làm việc trong giai đoạn đàn hồi Điều này cho phép tính toán móng theo mô hình bán không gian đàn hồi, mang lại kết quả chính xác hơn cho thiết kế và xây dựng công trình.

8.2.4.3 Tính lún cho móng cọc móng M1

Để tính ứng suất gây lún, chia lớp đất dưới mũi cọc thành nhiều phân lớp có chiều dày hi = 0,5m Sau đó, tính toán ứng suất gây lún cho đến khi thỏa mãn điều kiện σi bt ≥ 5 σi gl, tại vị trí này được coi là vị trí ngừng tính lún.

-  = gl i k 0i  gl (i 1) − : Ứng suất gây lún tại đáy lớp thứ “i”

- koi: Hệ số tra bảng C.1, TCVN 9362:2012, phụ thuộc vào tỉ số Lqu/Bqu và Z/Bqu tc gl 2

 Không cần tính lún cho móng

8.2.4.4 Kiểm tra xuyên thủng cho đài móng M1

Hình 8.8 Mặt cắt tháp xuyên thủng móng M1 – Cọc khoan nhồi

Với góc lan tỏa ứng suất 45 độ, tháp xuyên thủng hình thành từ mép cột phủ đầu qua cọc, do đó đài móng được xem là tuyệt đối cứng, đảm bảo điều kiện chống nén thủng và chọc thủng đài bởi cột.

8.2.4.5 Thiết kế cốt thép cho đài móng M1 – Cọc khoan nhồi Để xác định độ cứng lò xo cọc, cần phải xác định hệ số nền Sau đó, lấy hệ số nền vừa tìm nhân với diện tích mặt cắt ngang của cọc

Trong đồ án này trình bày cách tính theo bài báo khoa học Determination of

Vertical Spring Constants of a Single Pile based on Statistical Analysis of Pile Loading

Databas của nhóm tác giả Y Honjo, K L T Chung và K Takagi, từ đó tính ra hệ số nền tính toán

Công thức thực nghiệm xác định hệ số nền theo Y Honjo: v.033 k (MPa/m) 225.6 15.9 FGS 81.2 CGS 0.0357 E A 5.24 L= +  +  +   −  (7.10) Trong đó:

- Khi đất xung quanh cọc là đất mịn lấy FGS = 1 và CGS = 0;

- Khi đất xung quanh cọc là đất thô lấy FGS = 0 và CGS = 1;

- E: Module đàn hồi vật liệu làm cọc, E = 30000 (MPa);

- A: Diện tích mặt cắt ngang của cọc, A = 0.502 (m 2 );

- L: Chiều dài cọc nằm trong đất, L = 39 (m);

Do cọc xuyên qua lớp đất cát mịn nên hệ số FGS và CGS lấy theo tỉ lệ:

Mô hình đài móng M1 trong SAFE với độ cứng lò xo cọc:

Hình 8.9 Kết quả phản lực đầu cọc móng M1

Kết quả so sánh giá trị Pmax và Pmin thu được từ mô hình và kết quả tính tay cho thấy sự tương đương gần như tuyệt đối, điều này chứng tỏ phần mềm SAFE có thể được sử dụng như một công cụ tính toán nội lực đáng tin cậy cho đài móng M1.

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

Hình 8.10 Moment phương X và phương Y trong móng M1

Chọn agt lớp dưới agt.d = angàm + 20 = 200 + 20 = 220 (mm)

Chọn agt lớp trên agt.t = 45 (mm) b 0

Bảng 8.12 Kết quả tính thép móng M1 – Phương án cọc khoan nhồi

Vị trí M b strip h o A s_yc Bố trí cốt thép

8.2.5.1 Xác định số lượng cọc và bố trí

Bảng 8.13 Phản lực chân cột móng M2

COMB1 -35.3815 -12.0775 12498.3845 64.1793 316.3808 0.0034 COMB2 16.8626 -9.5562 10533.5304 46.9303 189.8003 0.0018 COMB3 7.6416 -22.4246 10655.9534 166.988 188.7995 0.0071 COMB4 -39.0759 -10.9955 10806.7424 48.4285 178.9046 0.0154 COMB5 7.5487 2.8397 10883.053 -70.6287 187.4735 0.0179 COMB6 3.5925 -10.9558 12253.0655 62.1592 310.3907 0.0002 COMB7 -46.7522 -12.2512 12498.9563 63.5076 300.5846 0.0124 COMB8 -4.7064 -22.5374 12363.2462 170.2111 309.49 0.0049 COMB9 -4.7901 0.2005 12567.6358 -43.644 308.2966 0.0146 COMB10 MAX 35.7933 -1.3165 10917.4501 92.9681 193.6923 0.9027 COMB10 MIN -86.442 -19.9699 10271.6946 1.6306 169.2384 -0.8913 COMB11 MAX -6.6268 9.4763 10796.1276 192.3467 185.8688 0.2944 COMB11 MIN -44.0219 -30.7626 10393.0171 -97.748 177.0619 -0.283 COMB12 MAX 32.7762 -1.7468 11488.5937 98.0321 234.167 0.902 COMB12 MIN -89.4592 -20.4002 10842.8382 6.6946 209.713 -0.892 COMB13 MAX -9.6439 9.0459 11367.2712 197.4107 226.3435 0.2937 COMB13 MIN -47.0391 -31.1929 10964.1607 -92.684 217.5365 -0.2837

Tổng lực dọc lớn nhất tác dụng lên móng M4: Ntt = 12567.64 (kN)

Sơ bộ xác định số cọc như sau: tt coc cd

Chọn kích thước đài cọc và bố trí như sau:

Hình 8.11 Mặt bằng móng M2 Bảng 8.14 Tọa độ các cọc trong móng M2

Kích thước đài: Bd × Ld × Hd = 4m × 6.4m × 2m

Tải trọng đứng tác dụng tại đáy đài:

Ni = FZi + W (kN);MXd = MXi + FYi × Hd (kN.m);MYd = MYi +FXi× Hd (kNm); Tính các giá trị Pmax(j), Pmin(j)

Xd max Yd max i max,min(i) 2 2 coc i i

Bảng 8.15 Kết quả tính Pmax – Pmin móng M2

→ Thỏa điều kiện cọc không bị phá hủy

Pmin = 2241.9 (kN) > 0 → Cọc không bị nhổ

8.2.5.2 Kiểm tra áp lực nền dưới mũi cọc

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

Xác định kích thước khối móng quy ước (Xem mục 5.2.4.2)

Hình 8.12 Khối móng quy ước cho móng M2

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

Trọng lượng khối móng quy ước: qu qu qu td

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

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

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

Sức chịu tải tiêu chuẩn của đất nền dưới đáy móng theo Điều 4.5.9, TCVN 9362:2012:

1 2 tc II II II 0 tc m m

(xem chú thích mục 5.2.4.2, phần Sức chịu tải tiêu chuẩn của đất nền dưới đáy móng) Vậy sức chịu tải tiêu chuẩn của đất nền dưới đáy móng là:

Kiểm tra áp lực nền dưới đáy móng:

Nền dưới mũi cọc làm việc trong giai đoạn đàn hồi do p tc tb = 588,50 (kN/m²) nhỏ hơn R tc = 2699,66 (kN/m²) Điều này cho phép tính toán móng theo mô hình bán không gian đàn hồi, đảm bảo độ chính xác cao trong thiết kế và xây dựng.

8.2.5.3 Tính lún cho móng cọc

THIẾT KẾ CỐP PHA CỘT

Sử dụng cốp pha gỗ có gông thép và sườn dọc

Chọn ván ép phủ phim TEKCOM PolyCore EXTRA dày 2.1cm

- Sơ đồ tính: Xem các sườn đứng là các gối tựa Ván làm việc như dầm liên tục

- Cột tầng 8 cao 3.5(m) Ván có bề dày 2.1(cm)

- Áp lực ngang tiêu chuẩn: q = H+P +P % 0.7+4+2#.5(kN/m 2 ) tc d1 d2

- Áp lực ngang tính toán: q tt =n  q tc = 1.3  23.5 = 30.5( kN / m 2 ) Trong đó:

= 25 kN/m 3 , trọng lượng riêng của 1 m 3 bê tông

Hình 9.1 Mặt đứng cốp pha cột

H = 0.7 m, chiều cao mỗi lớp dầm đùi khi đầm bê tông

Pd1 = 4 kN/m 2 , tải trọng động do đổ bê tông

Pd2 = 2 kN/m 2 , tải trọng động do đầm rung

Chọn khoảng cách giữa các sườn đứng là 250 (mm)

Hình 9.2 Sơ đồ tính của ván khuôn

Cắt dải ván rộng 0.7 (m), quy áp lực ngang của dải 0.7m vào ván để kiểm tra:

Kiểm tra độ võng của ván:

= = = Độ võng cho phép của ván, cốp pha của bề mặt không bị che khuất (theo TCVN

→ Vậy điều kiện độ võng thỏa

Kiểm tra điều kiện bền:

→ Vậy điều kiện bền thỏa

Hình 9.3 Sơ đồ tính sườn đứng

Coi các gông là gối tựa, sườn đứng làm việc như dầm liên tục, chịu tải phân bố do ván khuôn truyền lên

Coi các gông là gối tựa, sườn đứng làm việc như dầm liên tục, chịu tải phân bố khuôn truyền lên

Chọn khoảng cách giữa các gông ngang 0.7 (m)

Sườn đứng là cây thép hộp có tiết diện: 50  50 1.8mm (thép Hòa Phát)

Tải trọng phân bố tác dụng lên sườn đứng:

(Với a = 0.25m; là khoảng cách giữa các sườn đứng, cũng là bề rộng quy tải)

Kiểm tra điều kiện bền

Moment tính toán lớn nhất:

= = − = = Độ võng cho phép của sườn đứng, cốp pha của bề mặt không bị che khuất (theo TCVN 4453:1995)

Lực tập trung lên thanh sườn ngang: tc tc

Ta xem ty D12 là các gối tựa và sườn ngang làm việc như dầm đơn giản

Dùng 2 thép hộp 50x50x1.8 (mm) để làm sường ngang.

Moment lớn nhất tại giữa nhịp:

Kiểm tra điều kiện võng: tc 3 3

= = = Độ võng cho phép của sườn ngang, cốp pha của bề mặt không bị che khuất (theo

= = =  Vậy sườn ngang thỏa điều kiện độ võng

Chọn ty giằng đường kính D12 Với [ ] = 21 ( kN / cm 2 )

Hình 9.4 Sơ đồ tính sườn ngang

Lực tác dụng lên ty giằng ứng phần diện tích mà ty giằng đó chống đỡ nhân với áp lực ngang

 =   →Ty giằng ỉ12 đảm bảo điều kiện độ bền

Chọn cây chống thép của nhà sản xuất Đông Dương FA.3050.

THIẾT KẾ CỐP PHA DẦM

Tính toán cốp pha dầm có kích thước 300 600( mm)

Chọn ván ép phủ phim TEKCOM PolyCore EXTRA dày 2.1cm, rộng 30cm Cắt dải 0.3 (m) để kiểm tra:

Hình 9.5 Mặt cắt cốp pha dầm 300×600mm

Coi sườn ngang như các gối tựa, ván khuôn làm việc như một dầm liên tục

Chọn khoảng cách sườn ngang 0.3 (m)

Tải trọng tác dụng vào ván thành: tc 2

Tải trọng động do đổ bê tông vào ván khuôn (lượng đổ BT từ 0.2÷0.8m 3 ): q1 =4 (kN/m2)

Tải trọng ngang của vữa bê tông khi đầm bằng đầm rung: q2 = 2 (kN/m2) Trọng lượng riêng của 1 m 3 bê tông:  = 25 kN/m 3

Chiều cao mỗi lớp dầm đùi khi đầm bê tông: H = 0.7 m

Quy lực phân bố lên 1m dài của ván thành rộng 0.3m là: tc tt q 23.5 0.3 7.05(kN / m) q 30.5 0.3 9.165(kN / m)

=  =  Moment lớn nhất tại giữa nhịp: tt 2 2 max q l 9.165 0.3

= =  Kiểm tra điều kiện bền:

Hình 9.6 Sơ đồ tính của ván khuôn thành dầm

 = =    Vậy điều kiện bền thoả

Kiểm tra độ võng của ván thành:

=  =      Độ võng cho phép cốp pha của bề mặt lộ ra ngoài của các kết cấu (theo TCVN

= = =  Vậy điều kiện độ võng thỏa

Coi sườn đứng như các gối tựa, sườn ngang chịu tải phân bố do ván khuôn truyền lên, làm việc như một dầm liên tục

Chọn khoảng cách giữa các sườn đứng 0.5 (m)

Chọn tiết diện sườn ngang là 50x50x1.8 (mm)

Các sườn ngang cách nhau 0.35m nên bề rộng dải truyền vào sườn ngang bằng

Tải trọng tác dụng: tc sn tt sn q q l 23.5 0.3 7.05(kN / m) q q l 30.5 0.3 9.165(kN / m)

=  =  =  =  Hình 9.7 Sơ đồ tính sườn ngang thành dầm

Kiểm tra độ võng của sườn ngang Độ võng cho phép, cốp pha của bề mặt lộ ra ngoài của các kết cấu, TCVN 4453:1995:

= = =  Vậy điều kiện độ võng thỏa

Kiểm tra điều kiện bền sườn ngang:

Vậy điều kiện độ võng thỏa

Coi ty giằng như các gối tựa, sườn đứng chịu tải tập trung do sườn ngang truyền vào, làm việc như một dầm đơn giản

Chọn khoảng cách giữa các ty giằng: 0.7 (m)

Chọn tiết diện sườn đứng là 50x50x2 (mm)

139 tc sn tt sn q q l 23.5 0.35 0.5 4.11(kN / m) q q l 30.5 0.35 0.5 5.35(kN / m)

Momen tính toán lớn nhất: tt max

Kiểm tra độ võng của sườn dọc: Độ võng cho phép, cốp pha của bề mặt lộ ra ngoài của các kết cấu, TCVN 4453:1995:

= = =  Vậy điều kiện độ võng thỏa

Vậy điều kiện bền bền thỏa

Chọn ty giằng đường kính D12 Với [ ] = 21 ( kN / cm 2 )

Ty giằng chịu lực kéo lớn nhất thường nằm ở giữa sườn đứng, nơi chúng phải chịu lực kéo bằng với độ lớn phản lực của gối tựa ở vị trí tương ứng.

= +  =  Kiểm tra điều kiện bền:

 =   Vậy Ty giằng ỉ12 đảm bảo điều kiện độ bền

Chọn ván ép phủ phim TEKCOM PolyCore EXTRA dày 2.1cm, rộng 30cm

Cắt dải 0.3 (m) để kiểm tra:

Coi sườn trên như các gối tựa, ván khuôn làm việc như một dầm đơn

Chọn khoảng cách sườn trên 0.2 (m)

Quy lực phân bố lên 1m dài của ván thành rộng 0.3m: tc tt q 48.643 0.3 14.59(kN / m) q 59.22 0.3 17.77(kN / m)

=  =  Moment lớn nhất tại giữa nhịp: tt 2 2 max q l 17.77 0.2

= =  Bảng 9.1 Tải trọng tác dụng vào ván khuôn đáy

Hình 9.8 Sơ đồ tính ván khuôn dầm

Kiểm tra độ võng của ván khuôn đáy dầm: Độ võng cho phép, cốp pha của bề mặt lộ ra ngoài của các kết cấu, TCVN 4453:1995:

= = =  Vậy điều kiện độ võng thoả

= = =   Vậy điều kiện bền thoả

9.2.6 Sườn trên của đáy dầm

Coi sườn dưới như các gối tựa, sườn trên chịu tải phân bố do ván khuôn truyền xuống, làm việc như một dầm liên tục

Chọn khoảng cách các sườn dưới là 0.5 (mm)

Chọn tiết diện sườn trên là thép hộp 50x50x1.8 (mm)

Các sườn trên cách nhau 0.2m nên ta quy dải lực rộng 0.2m vào tải sườn trên

Tải trọng tác dụng sườn trên: tt tt st tc tc st q q l 59.22 0.2 11.84(kN / m) q q l 48.643 0.2 9.73(kN / m)

= = Momen lớn nhất: tt 2 2 max q l 11.84 0.5

= = Kiểm tra độ võng: Độ võng cho phép, cốp pha của bề mặt lộ ra ngoài của các kết cấu, TCVN 4453:1995

= = =  Vậy Thỏa điều kiện độ võng

= = =   Vậy thoả điều kiện bền

Hình 9.9 Sơ đồ tính sườn trên của đáy dầm

9.2.7 Sườn dưới của đáy dầm

Coi cột chống như các gối tựa, sườn dưới làm việc như một dầm đơn giản, chịu lực tập trung

Dùng sườn dưới dài 1m bên dưới là 2 cột chống, mỗi cột cột cách nhau

0.8m Các sườn dưới cách nhau 0.5m như đã nêu ở trên

Chọn tiết diện sườn dưới là (100x50x2) mm

= = Quy tải tập trung của sườn trên xuống sườn dưới: tt tt

=   =   Hình 9.10 Sơ đồ tính sườn dưới của đáy dầm

145 Đây là mô hình tính không cơ bản, ta thực hiện tính toán trên Etabs

Moment lớn nhất:M max =1.78( kN m)

Kiểm tra độ võng (kết quả tính của Etabs): f max = 0.71( mm) Độ võng cho phép, cốp pha của bề mặt lộ ra ngoài của các kết cấu, TCVN 4453:1995:

= = =  Vậy điều kiện độ võng thoả

= = =   Vậy điều kiện độ bền thoả

Tải trọng truyền lên cây chống:

Sử dụng cây chống theo catalogue của nhà sản cuất Đông Dương:

Hình 9.11 Biểu đồ moment sườn dưới của đáy dầm

Hình 9.12 Sơ đồ tính cây chống dầm

Vậy chọn cột chống FA.3050 có tải trọng làm việc an toàn 1350 (kg).

THIẾT KẾ CỐP PHA SÀN

Dùng ván ép phủ phim TEKCOM PolyCore EXTRA rộng 0.3m, dày 2.1cm

Bảng 9.2 Bảng quy cách cột chống

Hình 9.13 Kết cấu cốp pha sàn

Sơ đồ tính: Xem các sườn trên là các gối tựa Ván làm việc như dầm liên tục

Chọn ván khuôn có bề rộng 30 cm, ván khuôn dày 2.1cm

Bảng 9.3 Tải trọng tác dụng

Quy dải ván rộng 30cm thành thanh để tính toán

Tải trọng tác dụng trên 1m dài của ván khuôn rộng 30cm là: tt tc q 11.69 0.3 3.51(kN / m) q 9.97 0.3 2.99(kN / m)

=  =  Khoảng cách giữa các sườn trên (gối): L

Hình 9.14 Sơ đồ tính ván khuôn sàn

Momen lớn nhất trên thành ván:

Tính toán theo điều kiện bền của ván:

Tính toán theo độ võng, cốp pha của bề mặt lộ ra ngoài của các kết cấu, TCVN

Chọn LP(cm) Vậy coppha sàn đã chọn thoả điều kiện bền và chuyển vị với khoảng cách sườn trên LP(cm)

Sườn trên của ván khuôn sàn

Ta xem sườn dưới là các gối tựa và sườn trên làm việc như dầm liên tục

Chọn tiết diện sườn trên là thép hộp 50x50x1.8 (mm)

Khoảng cách sườn dưới là L (m)

Quy tải trọng tác dụng lên sườn trên theo chiều dài (dải tính toán rộng 0.5m): tc sn tt sn q q l 11.69 0.5 5.845(kN / m) q q l 9.97 0.5 4.985(kN / m)

Momen tính toán lớn nhất:

Hình 9.15 Sơ đồ tính sườn trên của ván khuôn sàn

Vậy sườn trên là thỏa điều kiện khi ta chọn sườn dưới cách nhau 0.6m

9.3.2 Sườn dưới của ván khuôn sàn

Coi cột chống như các gối tựa, sườn dưới làm việc như một dầm đơn giản, chịu lực tập trung do sườn trên truyền xuống

=  =  - Chọn khoảng cách giữa các cột chống là 1(m) dọc theo chiều dài sườn dưới, các cột chống này nằm ở vị trí giao của sườn trên và sườn dưới

- Chọn tiết diện sườn dưới là thép hộp 50x50x1.8 (mm)

Tải trọng tác dụng lên sườn dưới bao gồm trọng lượng của sàn và ván khuôn, trong khi trọng lượng của sườn được bỏ qua Khoảng cách giữa các sườn dưới được xác định là 0,6m, tương ứng với bề rộng dải tải trọng tác dụng lên sườn dưới.

= =  Kiểm tra độ võng của sườn dọc: Độ võng cho phép, cốp pha của bề mặt lộ ra ngoài của các kết cấu, TCVN 4453:1995:

Hình 9.16 Sơ đồ tính sườn dưới của ván khuôn sàn

= = =  Vậy thoả độ võng cho phép

 = =    Vậy điều kiện bền thoả

9.3.3 Thanh chống ván khuôn sàn

Lực thanh chống chịu bằng với phản lực gối tựa, một gối tựa phải chịu tổng tải trọng là:

Sử dụng cột chống theo catalogue của nhà sản cuất Đông Dương: tt tt

Hình 9.17 Sơ đồ truyền tải lên thanh chống

Bảng 9.4 Bảng quy cách cột chống của nhà sản xuất Đông Dương

Vậy chọn cột chống FA.3050 có tải trọng làm việc 1350 kg

[1] TCVN 2737:1995 Tải trọng và tác động - Tiêu chuẩn thiết kế, Hà Nội: NXB Xây Dựng,

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

Hà Nội: NXB Xây Dựng, 1999

[3] TCVN 9386-2012 Thiết kế công trình chịu tải trọng động đất, Hà Nội: NXB Xây Dựng,

[4] TCVN 5574:2012 Kết cấu bê tông cốt thép - Tiêu chuẩn thiết kế, Hà Nội: NXB Xây Dựng, 2012

[5] TCXDVN 198:1997 Nhà cao tầng - Thiết kế bê tông cốt thép toàn khối, Hà Nội: NXB Xây Dựng, 2012

[6] TCVN 9362:2012 Tiêu chuẩn thiết kế nền nhà và công trình, Hà Nội: NXB Xây Dựng,

[7] TCVN 10304:2014 Móng cọc - Tiêu chuẩn thiết kế, Hà Nội: NXB Xây Dựng, 2014

[8] TCVN 9395:2012 Cọc khoan nhồi thi công và nghiệm thu, Hà Nội: NXB Xây Dựng,

[9] TCVN 7888:2014 Cọc bê tông ly tâm ứng lực trước, Hà Nội: NXB Xây Dựng, 2014

[10] TCXDVN 338:2005 Kết cấu thép - Tiêu chuẩn thiết kế, Hà Nội: NXB Xây Dựng, 2005

Kết cấu bê tông cốt thép là một tài liệu tham khảo quan trọng trong lĩnh vực xây dựng, được biên soạn bởi các chuyên gia hàng đầu trong ngành, bao gồm GS.TS Phan Quang Minh, GS.TS Ngô Thế Phong và GS.TS Nguyễn Đình Cống Xuất bản năm 2011 bởi Nhà xuất bản Khoa học và Kỹ thuật tại Hà Nội, cuốn sách này cung cấp kiến thức tổng quan và chuyên sâu về kết cấu bê tông cốt thép, giúp người đọc hiểu rõ hơn về các nguyên tắc thiết kế, thi công và ứng dụng của loại kết cấu này trong thực tế.

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

[13] Võ Bá Tầm, Nhà cao tầng bê tông cốt thép, TP HCM: NXB ĐHQG TP Hồ Chí Minh,

[14] Châu Ngọc Ẩn, Nền Móng, TP HCM: NXB ĐHQG TP Hồ Chí Minh, 2002

[15] PGS.TS Nguyễn Bá Kế, Thiết kế và thi công hố móng sâu, Hà Nội: NXB Xây Dựng,

[16] TS Lê Minh Long, KS Nguyễn Trung Kiên, KS Nguyễn Hải Diện, “Tính toán độ bền đài cọc bê tông cốt thép toàn khối,” Viện KHCN Xây Dựng

[17] TS Nguyễn Đại Minh, "Phương pháp phổ phản ứng nhiều dạng dao động và tính toán nhà cao tầng chịu động đất theo TCXDVN 376:2006," Viện KHCN Xây Dựng

Trong thiết kế biện pháp thi công tầng hầm, việc tính toán cột chống tạm tại vị trí liên kết với cọc khoan nhồi đóng vai trò quan trọng Theo nghiên cứu của TS Hồ Ngọc Khoa và KS Phạm Quang Cường tại Trường ĐH Xây Dựng, cột chống tạm cần được tính toán kỹ lưỡng để đảm bảo an toàn và hiệu quả cho công trình Việc tính toán này giúp xác định tải trọng và ứng suất tác động lên cột chống tạm, từ đó lựa chọn vật liệu và thiết kế phù hợp.

Tiêu đề	Chung Cư Trương Đình Hội
Tác giả	Trần Minh Trí
Người hướng dẫn	ThS. Nguyễn Văn Khoa
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	2022
Thành phố	Tp. Hồ Chí Minh

Định dạng
Số trang	176
Dung lượng	10,07 MB