(Đồ án hcmute) thiết kế chung cư cao cấp mỹ thành

GIỚI THIỆU VỀ CÔNG TRÌNH

Mục đích xây dựng công trình

Trước thực trạng dân số tăng nhanh và nhu cầu mua đất xây dựng nhà ngày càng cao, nhiều người dân gặp khó khăn về tài chính để sở hữu một mảnh đất xây nhà Để giải quyết vấn đề này, giải pháp xây dựng các chung cư cao tầng và phát triển quy hoạch khu dân cư trở thành lựa chọn hợp lý hiện nay Việc đầu tư xây dựng các công trình nhà ở cao tầng không chỉ thay thế cho các công trình thấp tầng, khu dân cư xuống cấp mà còn góp phần thay đổi bộ mặt cảnh quan đô thị, tạo cơ hội việc làm cho nhiều người dân và nâng tầm vị thế của nước ta.

Vị trí và đặc điểm công trình

1.1.2.1 Vị trí công trình Địa chỉ: 36 Huỳnh Tấn Phát, Phường Tân Thuận, Quận 7, Tp Hồ Chí Minh

Thành phố Hồ Chí Minh có hai mùa rõ rệt là mùa mưa và mùa khô, cả hai đều là biến thể của mùa hè Mùa mưa ở TP.HCM thường bắt đầu từ tháng 5 và kéo dài đến tháng 11, trong khi mùa khô diễn ra từ tháng 12 đến tháng 4 năm sau.

Thành phố Hồ Chí Minh có nhiệt độ trung bình 27 °C, cao nhất lên tới 40 °C, thấp nhất xuống 13,8 °C Hàng năm, thành phố có 330 ngày nhiệt độ trung bình 25 tới

Thành phố nhận được lượng mưa trung bình khoảng 1.949 mm mỗi năm, với trung bình 159 ngày mưa trong một năm Các tháng từ 5 đến 11 là thời điểm mưa tập trung nhiều nhất Tuy nhiên, lượng mưa trên phạm vi không gian thành phố phân bố không đều, tạo nên sự đa dạng về khí hậu và thời tiết.

Thành phố Hồ Chí Minh chịu ảnh hưởng bởi hai hướng gió chính là gió mùa Tây – Tây Nam và Bắc – Đông Bắc Độ ẩm không khí tại đây cũng có sự biến đổi theo mùa, đạt mức cao nhất vào mùa mưa với 80% và giảm xuống 74,5% vào mùa khô Trung bình, độ ẩm không khí ở thành phố này đạt 79,5% mỗi năm.

Khu căn hộ phức hợp thương mại dịch vụ MỸ THÀNH được xây dựng nhằm giải quyết các mục tiêu về nơi ở hiện đại, an toàn và tiện nghi Đây là một khu nhà cao tầng hiện đại, cung cấp đầy đủ tiện ích, cảnh quan đẹp và các khu vực giải trí, thương mại, mua sắm lý tưởng cho sinh hoạt, giải trí và làm việc Với thiết kế và thi công xây dựng chất lượng cao, khu căn hộ này đáp ứng nhu cầu sống của người dân, đồng thời đảm bảo an toàn trước các điều kiện thời tiết khắc nghiệt như bão lụt và cung cấp ánh sáng, nhiệt độ thoải mái.

Quy mô công trình

Công trình dân dụng cấp II (9 ≤ số tầng ≤ 19) – [Phụ lục G – TCXD 375:2006]

TAÀ NG 2 TAÀ NG 3 TAÀ NG 4 TAÀ NG 5 TAÀ NG 6 TAÀ NG 7 TAÀ NG 8 TAÀ NG 9

Hình 2.1 – Mặt cắt công trình i=0.5% i=0.5% i=0.5% i=0.5% i=0.5% i 5% i 5%

Hình 2.2 – Mặt bằng tầng hầm

Công trình có 1 tầng trệt, 13 tầng lầu và 1 mái

Hình 2.3 – Mặt bằng tầng trệt

SAÂ N PHÔI SAÂ N PHÔI SAÂ N PHÔI

Hình 2.4 – Mặt bằng tầng 2  tầng 13

Hình 2.5 – Mặt bằng sân thượng

Tầng 9 +27.300m Tầng 10 +30.600m Tầng 11 +33.900m Tầng 12 +37.200m Tầng 13 +40.500m Tầng 14 +43.800m Mái +47.100m

Công trình có chiều cao 47.100m (tính từ code ±0.000m chưa kể tầng hầm)

Diện tích xây dựng công trình: 48 x 28.5 = 1368 m 2

Tầng hầm: bố trí nhà xe

Tầng trệt: trung tâm thương mại

Tầng 2  tầng 14: căn hộ cao cấp

GIẢI PHÁP KIẾN TRÚC CÔNG TRÌNH

Giải pháp mặt bằng

Mặt bằng có dạng hình chữ nhật với diện tích khu đất như ở trên (1368m 2 )

Tầng hầm của công trình được bố trí ở độ sâu -3.300m, với 4 ram dốc riêng biệt cho lối lên và xuống mỗi bên, có độ dốc là 20.5% Sự kết hợp giữa trung tâm thương mại và căn hộ cao cấp trong công trình đòi hỏi một giải pháp thông minh để quản lý lưu lượng xe cộ xuống hầm, vốn khá đông Việc bố trí ram dốc hợp lý giúp giải quyết nhu cầu thông thoáng lối đi và dễ dàng trong việc quản lý công trình.

Khu vực trung tâm thương mại được thiết kế hiện đại với hệ thống thang máy và thang bộ thoát hiểm được bố trí ở vị trí trung tâm tầng hầm, đảm bảo về kết cấu và dễ dàng tiếp cận Bên cạnh đó, hệ thống phòng cháy chữa cháy được tích hợp trong khu vực thang bộ, giúp xử lý nhanh chóng khi có sự cố xảy ra Tầng trệt được ốp đá granite mắt rồng sang trọng, kết hợp kính phản quang 2 lớp màu xanh lá dày 10.38 mm, tạo nên vẻ đẹp hiện đại và tinh tế cho không gian thương mại.

Tầng điển hình (2  14) được dùng làm căn hộ cao cấp phục vụ cho người dân với

Mỗi tầng của tòa nhà bao gồm 12 căn hộ với diện tích đa dạng, từ 62,4 m2 đến 100 m2 Thiết kế mặt bằng tầng điển hình còn tích hợp giếng trời để đảm bảo thông thoáng và lấy sáng tự nhiên, đồng thời hành lang rộng rãi đáp ứng tiêu chuẩn an toàn (≥ 2,2m) Bên cạnh đó, sân thượng được tận dụng làm khu vực tập thể dục và thư giãn, với hệ thống tường xây chu vi đảm bảo an toàn Hệ thống thoát nước sân thượng cũng được bố trí một cách khoa học và hợp lý.

Với giải pháp mặt bằng được áp dụng trên công trình, không gian đã được tối ưu hóa để đáp ứng tốt yêu cầu phục vụ công năng, đồng thời đảm bảo sự hợp lý trong việc bố trí kết cấu, mang lại hiệu quả cao trong thiết kế và xây dựng.

Giải pháp mặt cắt và cấu tạo

Chiều cao tầng điển hình và tầng hầm là 3.3m, tầng trệt cao 4.2m Chiều cao thông thủy tầng điển hình ≥ 2.7m

Sử dụng cầu thang bộ 2 vế, chiều cao mỗi vế 1.65m

Cấu tạo chung của các lớp sàn

LỚ P BÊ TÔ NG CỐ T THÉ P LỚ P VỮ A TRÁ T TRẦ N LỚ P VỮ A LÓ T

Hình 2.6 – Các lớp cấu tạo sàn

Giải pháp cấu tạo cụ thể các loại sàn:

Bảng 2.1 – Sàn tầng điển hình

1 Bản thân kết cấu sàn 25 160

2 Các lớp hoàn thiện sàn và trần

- Vữa lát nền + tạo dốc 18 50

Trọng lượng riêng Chiều dày (kN/m 3 ) (mm)

- Vữa lát nền + tạo dốc 18 50

Giải pháp mặt đứng & hình khối

Công trình kiến trúc hiện đại này phù hợp với tính chất của một chung cư cao cấp và trung tâm thương mại Sự kết hợp của các nét ngang và thẳng đứng tạo nên sự bề thế vững vàng, đồng thời sử dụng các vật liệu mới như đá Granite và mảng kính dày màu xanh giúp tăng thêm vẻ sang trọng cho công trình.

Công trình này có thiết kế khối hình hộp chữ nhật, tận dụng tối đa hình dạng khu đất với ba mặt tiếp giáp công trình hiện hữu và một mặt tiền nổi bật Sự kết hợp độc đáo giữa phong cách cổ điển và hiện đại mang đến cho công trình một phong thái tự do, phóng khoáng, tạo nên một kiến trúc độc đáo và thu hút.

Giải pháp giao thông công trình

Hệ thống giao thông trong tòa nhà được thiết kế thông minh với hàng lang rộng từ 2.2m đến 4.8m, đảm bảo không gian di chuyển thoải mái theo phương ngang Ngoài ra, việc di chuyển giữa các tầng được hỗ trợ bởi 2 cầu thang bộ và 4 thang máy, giúp việc lưu thông trở nên dễ dàng và thuận tiện Đặc biệt, kiến trúc nút giao thông tại các tầng được thiết kế thông thoáng, kết nối hàng lang và cầu thang, không chỉ tạo điều kiện thuận lợi cho việc di chuyển mà còn đảm bảo an toàn thoát hiểm trong trường hợp khẩn cấp như cháy nổ.

GIẢI PHÁP KỸ THUẬT KHÁC

Hệ thống điện

Nguồn điện cấp cho công trình được lấy từ mạng điện sinh hoạt của thành phố, với điện áp 3 pha xoay chiều 380v/220v và tần số 50Hz, đảm bảo cung cấp nguồn điện ổn định cho toàn bộ công trình Hệ thống điện được thiết kế tuân thủ tiêu chuẩn Việt Nam cho công trình dân dụng, giúp việc bảo quản, sửa chữa, khai thác và sử dụng trở nên dễ dàng, an toàn và tiết kiệm năng lượng.

Hệ thống thống gió

Về quy hoạch, công trình được thiết kế thông minh với hệ thống cây xanh xung quanh, giúp dẫn gió, che nắng, chắn bụi và điều hòa không khí Điều này tạo nên một môi trường sống trong sạch, thoáng mát và mang đến cảm giác thư thái cho cư dân.

Thiết kế của công trình chú trọng đến việc tạo ra không gian thoáng đãng và thoải mái thông qua hệ thống cửa sổ, cửa đi và ô thoáng Điều này giúp đảm bảo sự lưu thông không khí hiệu quả, mang lại môi trường không khí trong sạch và dễ chịu cho người sử dụng.

Hệ thống thoát nước

Hệ thống thoát nước hiệu quả là yếu tố quan trọng trong thiết kế nhà ở hiện đại Đối với nước mưa, hệ thống thoát nước mái được thiết kế để thu nước tại những vị trí tập trung nhiều nhất, sau đó dẫn nước xuống rãnh thu nước mưa quanh nhà thông qua hệ thống ống nhựa Cuối cùng, nước mưa sẽ được dẫn vào hệ thống thoát nước chung của thành phố Ngoài ra, nước thải sinh hoạt từ khu vệ sinh cũng được xử lý qua bể tự hoại trước khi được dẫn vào hệ thống thoát nước chung, đảm bảo môi trường sống sạch sẽ và an toàn cho gia đình.

Hệ thống chiếu sáng

Kết hợp ánh sáng tự nhiên và chiếu sáng nhân tạo

Chiếu sáng tự nhiên là một yếu tố quan trọng trong thiết kế không gian sống Các phòng được thiết kế với hệ thống cửa thông minh, cho phép ánh sáng tự nhiên từ bên ngoài tràn vào không gian, kết hợp hoàn hảo với ánh sáng nhân tạo để đảm bảo đủ ánh sáng cần thiết cho các hoạt động hàng ngày.

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.

Hệ thống phòng cháy chữa cháy

Mỗi tầng của tòa nhà và tại nút giao thông giữa hành lang và cầu thang đều được trang bị hệ thống hộp họng cứu hỏa được nối trực tiếp với nguồn nước chữa cháy Ngoài ra, biển chỉ dẫn về phòng và chữa cháy cũng được đặt tại mỗi tầng để đảm bảo sự tiện lợi và an toàn Đặc biệt, mỗi tầng còn được trang bị 4 bình cứu hỏa CO2MFZ4 (4kg) được chia làm 2 hộp và đặt hai bên khu phòng ở, giúp xử lý kịp thời các tình huống khẩn cấp.

Hệ thống chống sét

Được trang bị hệ thống chống sét theo đúng các yêu cầu và tiêu chuẩn về chống sét nhà cao tầng (Thiết kế theo TCVN 46 – 84).

Hệ thống thoát rác

Rác thải trong tòa nhà được thu gom và tập trung ở các tầng thông qua hệ thống kho thoát rác bố trí tại mỗi tầng Các gian chứa rác được đặt ở tầng hầm để lưu trữ tạm thời trước khi được xử lý Bộ phận thu gom rác thải sẽ đảm nhiệm việc đưa rác ra ngoài, giúp duy trì môi trường sạch sẽ và an toàn cho tòa nhà.

TẢI TRỌNG VÀ TÁC ĐỘNG

TĨNH TẢI

2.1.1 Tải các lớp cấu tạo sàn Bảng 2.1 – Sàn tầng điển hình

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

1 Bản thân kết cấu sàn 25 160 5.75 1.1 6.33

Tổng tĩnh tải (không kể TLBT) 1.6 2.01 Bảng 2.2 – Sàn tầng trệt

Chiều dày Tĩnh tải tiêu chuẩn

Tổng tĩnh tải (không kể TLBT) 1.7 2.13 Bảng 2.3 – Sàn tầng hầm

- Vữa lát nền + tạo dốc 18 50 0.90 1.3 1.17

Tổng tĩnh tải (không kể TLBT) 0.93 1.21

Tổng tĩnh tải (không kể TLBT) 1.9 2.40 Bảng 2.5 – Sàn vệ sinh

Chiều dày Tĩnh tải tiêu chuẩn

- Vữa lát nền + tạo dốc 18 50 0.90 1.3 1.17

Tổng tĩnh tải (không kể TLBT) 1.9 2.40

 Tường xây trên dầm: g t     b (h t  h ) n d  Tường dày 200: g 200   18 0.2 (3.3 0.7) 1.2 11.23kN / m    

 Tường xây trên sàn: g t     b (h t  h ) n s  Tường dày 100: g 100   18 0.1 (3.3 0.16) 1.2     6.78kN / m Qui về tải phân bố đều trên sàn (ô sàn lớn nhất): g 100 = 1.83 kN/m2 Tường dày 200: g 200  18 0.2 (3.3 0.16) 1.2      13.56kN / m

 Tường xây trên sân thượng: g t      b h t nTường dày 200: g 200  18 0.2 1.65 1.2     7.1kN / m

HOẠT TẢI

Tra TCVN 2737:1995 – Tải trọng và tác động

Tải trọng tạm thời là các tải trọng có thể không có trong một giai đoạn nào đó của quá trình xây dựng và sử dụng

Tải trọng tạm thời được chia làm hai loại: tạm thời dài hạn và tạm thời ngắn hạn

Bảng 2.6 – Giá trị hoạt tải theo TCVN 2727:1995

Giá trị tiêu chuẩn (kN/m2) Hệ số vượt tải

Hoạt tải tính toán Phần dài hạn

7 Mái bằng có sử dụng 0.50 1.00 1.50 1.30 1.95

8 Mái bằng không có sử dụng 0.00 0.75 0.75 1.30 0.98

TẢI TRỌNG GIÓ

Nguyên tắc tính toán thành phần tải trọng gió (theo mục 2 TCXD 2737:1995)

Tải trọng gió bao gồm hai thành phần chính là thành phần tĩnh và thành phần động Theo tiêu chuẩn tải trọng và tác động TCVN 2737:1995, giá trị và phương tính toán thành phần tĩnh tải trọng gió được xác định rõ ràng, giúp đảm bảo tính chính xác và an toàn trong thiết kế và xây dựng công trình.

Theo mục 1.2 TC 229:1999, các công trình có chiều cao vượt quá 40m cần phải tính đến cả thành phần động của tải trọng gió khi thiết kế Đối với đồ án tốt nghiệp của chúng tôi, công trình có chiều cao 44,7m, vượt quá giới hạn 40m, do đó cần phải xem xét cả thành phần tĩnh và thành phần động của tải trọng gió để đảm bảo tính an toàn và ổn định cho công trình.

2.3.1 Tính toán thành phần tĩnh của tải gió

W o là giá trị áp lực gió tiêu chuẩn được xác định theo bảng 4 ứng với từng phân vùng áp lực gió qui định trong phụ lục E của TCVN 2737-1995 Hệ số k(zj) tính đến sự thay đổi áp lực gió theo độ cao, được xác định dựa vào công thức tương ứng.

  c - hệ số khí động : phía gió đẩy c đón = 0.8; phía gió hút c hút = 0.6

Công trình xây dựng tại Quận 7, Tp.Hồ Chí Minh thuộc vùng gió II-A và địa hình

C Tra bảng TCVN 2737:1995 được: W o = 83 kG/m 2 ; m t = 0,14; z g t @0

Kết quả tải trọng gió tĩnh quy về lực tập trung tác dụng tại tâm sàn mỗi tầng theo 2 phương và phân bố trên dầm biên như sau

Bảng 2.7 – Gió tĩnh tác dụng vào tâm sàn theo phương X

Bảng 2.8 – Gió tĩnh tác dụng vào tâm sàn theo phương Y

2.3.2 Tính toán thành phần động của tải trọng gió

Thành phần động của gió được xác định dựa theo tiêu chuẩn TCVN 229 -1999

Thành phần động của tải trọng gió được xác định dựa trên các phương tương ứng với phương tính toán thành phần tĩnh của tải trọng gió Theo tiêu chuẩn, chỉ có thành phần gió dọc theo phương X và phương Y được xem xét, trong khi thành phần gió ngang và momen xoắn được bỏ qua.

2.3.2.1 Thiết lập tính toán động lực

Theo tiêu chuẩn thì sơ đồ tính toán động lực là hệ thanh công xôn có hữu hạn điểm tập trung khối lượng phụ lục A của tiêu chuẩn

Hình 2.1 - Sơ đồ tính toán động lực tải trọng gió lên công trình theo phụ lục A tiêu chuẩn TCVN 229:1999

Việc xác định tần số và dạng dao riêng của sơ đồ tính toán trên bằng phương pháp giải tích gặp nhiều khó khăn và hạn chế, đặc biệt khi công trình có độ cứng thay đổi theo chiều cao Để giải quyết vấn đề này, phần mềm chuyên dụng ETABS được sử dụng để hỗ trợ phân tích bài toán dao động trong thiết kế nhà cao tầng, mang lại kết quả chính xác và đáng tin cậy.

Mô hình sơ đồ kết cấu của công trình trên phần mềm ETABS và phân tích bài toán dao động theo 3 phương

Hình 2.2 – Mô hình tính toán động lực tải trọng gió lên công trình trong Etabs

2.3.2.2 Kết quả phân tích dao động

Dựa vào kết quả tính toán của chương trình ETABS, chúng ta có thể xác định được các tần số dao động riêng của công trình ứng với các dao động riêng, cung cấp thông tin quan trọng về đặc tính động lực học của công trình.

Bảng 2.9 – Thống kê các dạng dao động

Chu kỳ Tần số UX UY RZ SumU

Tra bảng 2 trang 7 TCVN 229-1999 ta được giá trị giới hạn của tần số dao động riêng f L = 1.3 (Hz)

Căn cứ vào kết quả ở trên, f 1  1.286  f L  1.3  f 2  4.543 do đó:

Theo phương X chỉ cần xét đến ảnh hưởng của dạng dao động 1(Mode 1) Theo phương Y chỉ cần xét đến ảnh hưởng của dạng dao động 1 (Mode 2)

Thành phần động của gió lúc này bao gồm cả thành phần xung và lực quán tính và được tính toán căn cứ theo TCXD 229:1999

2.3.2.3 Tính toán thành phần động của tải trọng gió (mục 4.5 – TCXD 229:1999)

1 Giá trị tiêu chuẩn thành động của gió tác dụng lên phần tử j của dạng dao động thứ i được xác định theo công thức:

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

 i : hệ số động lực ứng với dạng dao động thứ i

Hệ số được xác định bằng cách chia công trình thành nhiều phần, trong phạm vi mỗi phần tải trọng gió có thể xem như không đổi, giúp đánh giá chính xác hơn tác động của gió lên công trình Trong đó, biên độ dao động tỉ đối của mỗi phần công trình được biểu thị bằng y ji, ứng với dạng dao động riêng thứ i, cho phép phân tích chi tiết sự dao động của công trình dưới tác động của gió.

2 Xác định giá trị tính toán thành phần động của tải trọng gió

Giá trị tính toán thành phần động của gió được xác định theo công thức: tt p(ji) P(JI)

W = W   Trong đó,   hệ số tin cậy lấy bằng 1,2

 - hệ số điều chỉnh tải trọng gió theo thời gian, lấy bằng 1

Bảng 2.10 – Bảng giá trị tính toán thành phần động của tải trọng gió theo phương X

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

Bảng 2.11 – Bảng giá trị tính toán thành phần động của tải trọng gió theo phương Y

2.3.3 Tổ hợp tải trọng gió

Theo mục 4.12 TCXD 229:1999 tổ hợp nội lực, chuyển vị gây ra do thành phần tĩnh và động của tải trọng gió được xác định như sau: s t d 2

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 đ – 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

Việc tổ hợp nội lực do thành phần gió động và gió tĩnh theo tiêu chuẩn được sinh viên thực hiện ngay trong phần mềm ETABS

Sau đây là bản kết quả tổng hợp tác động của gió vào công trình:

Bảng 2.12 – Bảng tổng hợp giá trị tính toán thành phần tĩnh và thành phần động của tải trọng gió tác dụng lên công trình

STT Tầng Thành phần gió tĩnh Thành phần gió động

Phương X Phương Y Phương X (mode 1) Phương Y (mode 2)

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

2.4.1 Cơ sở lý thuyết tính toán

Theo TCXD 375:2006 – thiết kế công trình chịu động đất

 Phương pháp “phân tích phổ phản ứng dao động”

 Phương pháp “phân tích tĩnh lực ngang tương đương”

1 Phương pháp phân tích phổ phản ứng dao động Đây là một phương pháp dự đoán phản ứng lớn nhất của hệ chịu tác động động đất dựa trên số liệu các trận động đất xảy ra trước đó

Phương pháp phân tích phổ phản ứng là một phương pháp có thể áp dụng cho tất cả các loại nhà, như quy định tại mục 4.3.3.1 – TCXD 375:2006 Để áp dụng phương pháp này, cần đảm bảo đáp ứng các điều kiện cụ thể, bao gồm cả việc xét đến phản ứng của tất cả các dao động góp phần đáng kể vào phản ứng tổng thể của công trình.

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

 Tất cả dạng dao động (mode) có trọng lượng hữu hiệu lớn hơn 5% của tổng trọng lượng đều được xét đến c Xác định lực cắt đáy

S (T ) : phổ thiết kế không thứ nguyên

W : trọng lượng hữu hiệu (theo phương X trên mặt bằng) tương ứng với dạng dao X,i động thứ i, xác định theo công thức sau: i , j n 2 i, j j j 1

Trong đó: n: tổng bậc tự do xét đến theo phương X

X : giá trị chuyển vị theo phương đang xét trên mặt bằng tại điểm đặt trọng lượng i, j thứ j của dạng dao động thứ i

W : trọng lượng tập trung tại tầng thứ j của công trình j d Phân bố lực động đất theo phương ngang

Phân phối tải trọng ngang lên các cao trình tầng của tổng lực cắt tại chân công trình tương ứng với dạng dao động thứ i theo phương X, như sau: i, j j j

Trong đó: F : lực ngang tác dụng lên tầng thứ j theo phương X ứng với dạng dao X,i j động riêng thứ i

W và j W : trọng lượng tập trung tại tầng thứ j và I của công trình l

X và i, j X : giá trị chuyển vị theo phương X tại điểm đặt trọng lương thứ j và l của i ,l dạng dao động thứ i

 Tính toán theo phương Y tương tự như phương X

Công trình chung cư cao cấp MỸ THÀNH đáp ứng các tiêu chí về mặt bằng và mặt đứng, đồng thời có chu kì dao động T 1 = 1.30s, cho phép áp dụng cả phương pháp tĩnh lực ngang tương đương và phương pháp phổ phản ứng Mỗi phương pháp đều có ưu và nhược điểm riêng, nhưng phương pháp phổ phản ứng chiếm ưu thế hơn về độ chính xác do tính đến đầy đủ hơn các dạng tham gia dao động Việc tính toán theo cả hai phương pháp giúp so sánh độ chính xác và rút ra kinh nghiệm quý giá, phục vụ cho việc ứng dụng vào thực tế sau này.

2.4.2 Trình tự tính toán chung

Bước 1: Xác định loại đất nền

Có 7 loại đất nền: A, B, C, D, E, S 1 , S 2 (3.1.2 – TCXD 375:2006)

Để xác định tỉ số a gR /g, chúng ta cần tham chiếu đến Bảng phân vùng gia tốc nền tại phụ lục I của tiêu chuẩn TCXD 375:2006, trong đó đỉnh gia tốc nền tham chiếu phụ thuộc vào địa điểm xây dựng công trình Tại đây, gia tốc trọng trường được lấy là g = 9,81 m/s2.

Bước 3: Xác định hệ số tầm quan trọng γ 1

Mức độ tầm quan trọng của công trình được đặc trưng bởi hệ số tầm quan trọng γ1 Theo quy định tại Phụ lục F – TCXD 375:2006, hệ số tầm quan trọng được chia thành ba mức độ tương ứng với các loại công trình khác nhau, bao gồm: γ1 = 1.25 đối với công trình loại I, γ1 = 1.00 đối với công trình loại II và γ1 = 0.75 đối với công trình loại III (Phụ lục G – TCXD 375:2006).

Bước 4: Xác định giá trị gia tốc đất nền thiết kế a g

Gia tốc đất nền thiết kế a_g ứng với trạng thái cực hạn được xác định theo công thức a_g = γ * a Theo quy định của TCXD 375:2006, giá trị của a_g sẽ quyết định mức độ thiết kế kháng chấn cho công trình Cụ thể, nếu a_g > 0,08g, công trình phải thiết kế kháng chấn để chống động đất mạnh Trong trường hợp 0,04g < a_g < 0,08g, công trình chỉ cần áp dụng các biện pháp cấu tạo kháng chấn để chống động đất yếu Nếu a_g < 0,04g, công trình không cần thiết kế kháng chấn.

Bước 5: Xác định hệ số ứng xử q của kết cấu bê tông cốt thép

Hệ khung hoặc hệ khung tương đương (hỗn hợp khung – vách) có thể được xác định gần đúng thông qua các giá trị sau: đối với nhà một tầng, hệ số q thường khoảng 3.3; đối với nhà nhiều tầng có khung một nhịp, giá trị này là 3.6; và đối với nhà nhiều tầng có khung nhiều nhịp hoặc kết cấu hỗn hợp tương đương khung, giá trị q thường là 3.9.

Bước 6: phân tích dao động, tìm chu kì, tần số, khối lượng tham gia dao động của các dạng dao động

 Đối với phương pháp tĩnh lực ngang tương đương, (H 40m, hoặc dùng phương pháp phổ phản ứng: dùng phần mềm hỗ trợ

Bước 7: Xây dựng phổ thiết kế dùng cho phân tích đàn hồi

Phổ thiết kế đàn hồi theo phương nằm ngang được xác định dựa trên thành phần nằm ngang của tác động động đất Theo đó, phổ thiết kế không thứ nguyên Sd (T) được tính toán để đánh giá khả năng chịu đựng của công trình trước các tác động động đất Đây là một yếu tố quan trọng trong thiết kế và xây dựng các công trình để đảm bảo an toàn và độ bền trong trường hợp xảy ra động đất.

S d (T): phổ phản ứng đàn hồi T: chu kì dao động của hệ tuyến tính một bậc tự do a g : gia tốc nền thiết kế S: hệ số nền

T B : giới hạn dưới của chu kì ứng với đoạn nằm ngang của phổ phản ứng gia tốc

T C : giới hạn trên của chu kì ứng với đoạn nằm ngang của phổ phản ứng gia tốc

T D : giá trị xác định điểm bắt đầu của phản ứng dịch chuyển không đổi trong phổ phản ứng

THIẾT KẾ CẦU THANG BỘ

KIẾN TRÚC

Do đặc thù công trình có kích thước lớn và không gian rộng, lưu lượng người đi lại thường rất lớn Vì vậy, cầu thang bộ cần được thiết kế khoa học để đảm bảo lưu thông thuận tiện và an toàn cho mọi người.

Nhiệm vụ thiết kế: cầu thang bộ tầng 2 đến tầng 14, nằm giữa trục B-C Kiến trúc và cấu tạo được thể hiện trong hình vẽ dưới đây:

Hình 3.1 – Mặt bằng cầu thang

Hình 3.2 – Mặt cắt cầu thang

SỐ LIỆU TÍNH TOÁN

Cầu thang tầng 2 đến tầng 14 là cầu thang 2 vế, dạng bản

 Số bậc: gồm 22 bậc, mỗi vế 11 bậc thang

 Góc nghiêng của cầu thang: b b h 150 tan 0.5 l 300

( l o = 4.5 m: nhịp tính toán của bản thang) Chọn h b = 120 mm

Chọn kích thước dầm thang: b d x h d = 200 x 300 (mm)

Bê tông cấp độ bền B30: R b = 17 MPa; R bt = 1.2 MPa ; E b = 3.25x10 4 MPa

Thép AIII (   16 ): R s = R sc = 365 MPa; R sw = 280 MPa ; E s = 20x10 4 MPa

Thép AII ( 10    16 ): R s = R sc = 280 MPa; R sw = 225 MPa ; E s = 21x10 4 MPa Thép AI (   10 ): R s = R sc = 225 MPa; R sw = 175 MPa ; E s = 21x10 4 Mpa

3.2.3.1 Cách xác định tải trọng

Cắt dải bản 1m để tính toán

Gồm trọng lượng bản thân các lớp cấu tạo

Tĩnh tải được xác định theo công thức sau: n i tdi i

 i : khối lượng của lớp thứ i;

 tdi : chiều dày tương đương của lớp thứ i theo phương bản nghiêng; n i : hệ số tin cậy lớp thứ i

Chiều dày tương đương của bậc thang được xác định theo công thức sau:

  - [Kết Cấu Bê Tông Cốt Thép 3 – thầy Võ Bá Tầm]

Trong đó: l b : Chiều dài bậc thang; h b : Chiều cao bậc thang;

 i : chiều dày tương đương của lớp thứ i ;

Trong đó: p c : hoạt tải tiêu chuẩn được tra bảng TCVN 2737-1995 n p : hệ số tin cậy được tra bảng TCVN 2737-1995

3.2.3.2 Tải trọng tác dụng lên bản nghiêng

LỚ P ĐÁ HOA CƯƠNG DÀ Y 20mm LỚ P VỮ A XIMĂ NG DÀ Y 20mm LỚ P BÊ TÔ NG CỐ T THÉ P DÀ Y 120mm LỚ P VỮ A TRÁ T DÀ Y 15mm

Hình 3.3 – Cấu tạo bản thang

Chiều dày tương đương của các lớp cấu tạo bậc thang theo phương bản xiên:

Lớp đá hoa cương: td1 (0.30 0.15) 0.02 0.894

Lớp bậc thang: td3 h cos b 0.15 0.894

Bảng 3.1 – Tải các lớp cấu tạo bản thang

Lớp cấu tạo Trọng lượng riêng (kN/m3)

Tĩnh tải tính toán (kN/m2) Đá hoa cương 24 0.02 0.027 1.20 0.78

Tĩnh tải do tay vịn cầu thang bằng sắt + gỗ: 0.3 kN/m

 Hoạt tải: tt tc 2 2 p  p  cos    n 300 0.894 1.2    326.16(daN / m )  3.26(kN / m )

 Tổng tải: tải tính toán trên 1m bản q 1 = g tt + p tt = 6.48 + 0.3 + 3.26 = 10.04 ( kN/m)

3.2.3.3 Tải trọng tác dụng lên bản chiếu nghỉ

 Cấu tạo bản chiếu nghỉ:

Hình 3.4 – Cấu tạo bản chiếu nghỉ Bảng 3.2 – Tải trọng tác dụng lên chiếu nghỉ

Tải trọng Vật liệu Chiều dày

Tĩnh tải Đá hoa cương 20 24 1.2 0.58

Lớp bê tông cốt thép 120 25 1.1 3.30

 Tải tính toán trên 1m bản: q 2 = 8.42 (kN/m 2 )

Cắt một dãy có bề rộng b=1m để tính Tại vị trí dầm chiếu tới: Xét tỉ số Tại vị trí liên kết gối  chọn 1 đầu ngàm, 1 đầu khớp

Hình 3.5 – Sơ đồ tính cầu thang 3.2.5 Nội lực cầu thang

Hình 3.6 – Nội lực cầu thang 3.2.6 Tính thép

Chọn a = 20mm  h o    h a 120 20   100mm min 0.05%; max 3.50%

Thép cấu tạo theo phương ngang chọn  6a250 n m 2 b b o

Bảng 3.3 – Kết quả tính thép

Vị trí Môment ho b α m ξ As Chọn thép As chọn μ (kN.m) (mm) (mm) (mm 2 ) Ф a (mm) (mm 2 )

TÍNH TOÁN DẦM THANG (DẦM CHIẾU TỚI)

Gồm tải trọng do bản thang truyền vào và tải trọng bản thân dầm thang

 Tải do bản thang truyền vào: R A = 68.71 kN  q 1 = 68.71 kN/m

Hình 3.7 – Cấu tạo bản chiếu nghỉ

 Tải trọng bản thân dầm thang: q 2 = 0.2 x 0.3 x 25 x 1.1 = 1.65 kN/m

Dùng sơ đồ dầm liên kết 2 đầu ngàm Nhịp tính toán L = 3.6m

Hình 3.8 – Sơ đồ tính dầm chiếu tới 3.3.3 Nội lực

Hình 3.9 – Nội lực dầm chiếu tới 3.3.4 Tính thép

Chọn a = 40mm  h o    h a 300 40   260mm min 0.05%; max 2.70%

Bảng 3.4 – Kết quả tính thép

3.3.4.2 Tính thép đai Đoạn đầu dầm (1/4L): Q max = 105 kN Chọn đai 2 nhánh, Ф6

 Kiểm tra khống chế ứng suất nén chính: w1 b1 b 0

        β = 0.01: hệ số phụ thuộc loại bê tông

A sw : diện tích tiết diện ngang một lớp đai

 Bê tông không bị phá hoại do ứng suất nén chính

 Kiểm tra khả năng chịu cắt của bê tông

 Bê tông không đủ khả năng chịu cắt

 Vậy 0,6.R b.h bt 0  Q max  0,3   w1 b1 R b.h b 0  Phải thiết kế cốt đai

 s = min (s tt , s ct , s max ) = min (105, 150, 232) = 105 (mm) Vậy chọn đai 2 nhánh, Ф6, s = 100 (mm) Đoạn giữa dầm (1/2L): Đặt cấu tạo Ф6, s = 200 (mm)

THIẾT KẾ SÀN TẦNG ĐIỂN HÌNH

TẢI TRỌNG TÁC ĐỘNG

TÍNH TOÁN CỐT THÉP CHO SÀN

Phương án thiết kế sàn sử dụng phần mềm SAFE để tính toán nội lực

Phương pháp tính toán nội lực bằng phương pháp phần tử hữu hạn đang được ứng dụng rộng rãi hiện nay nhờ tận dụng khả năng tính toán mạnh mẽ của máy tính Các phần mềm chuyên dụng như SAFE cho phép thực hiện các phép tính phức tạp một cách chính xác và hiệu quả, mang lại kết quả đáng tin cậy cho các kỹ sư và nhà thiết kế.

6.3.2 Tính toán nội lực sàn điển hình Trình tự tính toán trong phần mền SAFE

Bước 1 : Mô hình Bước 2 : Chia dải Strip lấy nội lực sàn từ SAFE Bước 3 : Chạy nội lực và xuất moment các ô bản của sàn điển hình

Vỡ ụ sàn tương đối đối xứng nờn ta chỉ cần tớnh toỏn và bố trớ cụt thộp cho ẵ bản sàn

Tính toán thép sàn được thực hiện như cho cấu kiện chịu uốn có kích thước

 Cốt thép sàn AIII → R s = 365 MPa

 ξ R = 0.7 Tính toán thép sàn được thực hiện như sau: h = h - a 0 , 2 R b 0 α = M £α

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

 à min : tỷ lệ cốt thộp tối thiểu, thường lấy à min = 0.05%

 à max : tỷ lệ cốt thộp tối đa à max = 2.78%

MÔ HÌNH SAFE

Mô hình trong phần mềm bao gồm ba thành phần chính: sàn, phần cột và vách ở phía trên và phía dưới của sàn Đặc biệt, phần cột và vách ở phía trên được xem là ngàm một đầu, trong khi đầu còn lại được liên kết chặt chẽ với bản sàn, tạo nên một cấu trúc vững chắc và toàn diện.

Hình 4.1 – Mô hình sàn bằng phần mềm Safe v12.3.0

Hình 4.2 – Chia dãy theo phương X

Hình 4.3 – Chia dãy theo phương Y

Hình 6.14 – Biểu đồ moment theo phương x

Bảng 6.1 – Kết quả tính thép theo phương x

4.3.2 Tính toán thép theo phương y

Hình 6.15 – Biểu đồ moment theo phương y Bảng 6.2 – Kết quả tính thép theo phương y

KIỂM TRA ĐỘ VÕNG

Hình 6.16 – Chuyển vị sàn tử mô hình SAFE

Khi kiểm tra độ võng sàn bằng phần mềm SAFE, cần xem xét các yếu tố chính ảnh hưởng đến độ võng, bao gồm tải trọng tĩnh tải, tải trọng tường và hoạt tải với tải trọng tiêu chuẩn theo quy định của TTGHII Kết quả tính toán độ võng sàn bằng SAFE cho thấy giá trị độ võng là f = 25,8 mm Trong khi đó, độ võng cho phép được quy định là [f] = 8000/32.

 Thõa điều kiện làm việc bình thường của ô sàn theo TTGH II

THIẾT KẾ KHUNG TRỤC 5

Tổ hợp cơ bản (TCVN 2737:1995)

TT TÊN TỔ HỢP CẤU TRÚC TỔ HỢP HỆ SỐ

7 COMB6 TT; HT1; HT2; WX 1; 1.17; 1.08; 1.08

8 COMB7 TT; HT1; HT2; WX 1; 1.17; 1.08; -1.08

9 COMB8 TT; HT1; HT2; WY 1; 1.17; 1.08; 1.08

10 COMB9 TT; HT1; HT2; WY 1; 1.17; 1.08; -1.08

15 COMB14 TT; HT1; HT2; EX 1; 0.39; 0.36; 1

16 COMB15 TT; HT1; HT2; EX 1; 0.39; 0.36; -1

17 COMB16 TT; HT1; HT2; EY 1; 0.39; 0.36; 1

18 COMB17 TT; HT1; HT2; EY 1; 0.39; 0.36; -1

19 COMB18 TT; HT1; HT2; EX; EY 1; 0.39; 0.36; 1; 0.3

TT TÊN TỔ HỢP CẤU TRÚC TỔ HỢP HỆ SỐ

20 COMB19 TT; HT1; HT2; EX; EY 1; 0.39; 0.36; 1; -0.3

21 COMB20 TT; HT1; HT2; EX; EY 1; 0.39; 0.36; -1; 0.3

22 COMB21 TT; HT1; HT2; EX; EY 1; 0.39; 0.36; -1; -0.3

23 COMB22 TT; HT1; HT2; EX; EY 1; 0.39; 0.36; 1; 0.3

24 COMB23 TT; HT1; HT2; EX; EY 1; 0.39; 0.36; -1; -0.3

25 COMB24 TT; HT1; HT2; EX; EY 1; 0.39; 0.36; 1; -0.3

26 COMB25 TT; HT1; HT2; EX; EY 1; 0.39; 0.36; -1; 0.3

MÔ HÌNH ETABS

4.7.1 Đánh giá sơ bộ kết quả mô hình ETABS

Hình 0.3 – Biểu đồ môment tổ hợp BAO

Hình 0.4 – Phản lực chân cột

Phản lực chân cột P max = 11830 kN

THIẾT KẾ THÉP CỘT

4.8.1 Tính thép dọc cho cột

4.8.1.1 Tính toán cụ thể cột C3 (Tầng trệt) a Số liệu tính toán

Cột (kN) (kN.m) (kN.m) (mm) (mm) (mm) (mm)

TANG TRET C3 -13530.33 71.93 20.38 2310 600 700 50 b Tính toán thép dọc

Bước 1:Kiểm tra điều kiện tính toán gần đúng cột lệch tâm xiên C x

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

Chiều dài tính toán: l ox    x l 0.7 3300   2310 (m m)  l oy Độ lệch tâm ngẫu nhiên: ax ay

    Độ lệch tâm hình học: 1x 20.38 1000 1y 71.93 1000 e 1.51mm; e 5.32mm

    Độ lệch tâm tính toán: e ox  max(e , e ) ax 1x  27 mm; e oy  max(e , e ) ay 1y  24 mm Độ mảnh theo 2 phương: x 2310 y 2310

Tính hệ số uốn dọc:

 Theo phương X:   x 9.11  28    x 1 (bỏ qua ảnh hưởng của uốn dọc)

 Theo phương Y:   x 10.42  28    x 1 (bỏ qua ảnh hưởng của uốn dọc)

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

Bước 4: Tính toán diện tích thép yêu cầu

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

  b Độ lệch tâm tính toán o h o a 1 1 M e e a;e max(e ,e );e

  h   Nén lệch tâm rất bé, tính toán gần như nén đúng tâm

Hệ số độ lệch tâm e 1

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

          Diện tích toàn bộ cốt thép tính như sau: e b e st sc b

  h     Tính theo trường hợp nén lệch tâm bé Xác định lại chiều cao vùng nén x theo công thức sau: o

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

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

       Độ lệch tâm tính toán o o a 1

      Nén lệch tâm rất bé, tính toán gần như nén đúng tâm

Hệ số độ lệch tâm e 1

    Khi   14    1 (Bỏ qua uốn dọc) Diện tích toàn bộ cốt thép tính như sau: e 3 b e 2 st sc b

Bước 5: Kiểm tra hàm lượng thép

Thỏa yêu cầu kết cấu:  min     tt max max 6% :

  không thiết kế chống động đất max 4% :

  có thiết kế chống động đất

 min tùy thuộc vào độ mảnh 

Thỏa yêu cầu kinh tế: 1%    tt 3%

 Kiểm tra: min tt 12112 max

Bước 6: Bố trí cốt thép

Cốt thép dọc cột chịu nén lệch tâm xiên thường được bố trí dọc theo chu vi của cột, với mật độ cốt thép đặt theo cạnh b thường lớn hơn hoặc bằng mật độ cốt thép đặt theo cạnh h.

Thường thiết kế theo nhóm thép AII, AIII, đường kính Ф = 16 ÷ 32 Quy định khoảng cách giữa 2 cốt dọc kề nhau: 50 ≤ t ≤ 400

 Chọn 32Ф25 (As = 157cm 2 ) rải đều theo chu vi

4.8.1.2 Bảng kết quả tính thép cột khung 5

GVHD: Th.S NGUYỄN THANH TÚ - 61 - SVTH: TRẦN HOÀI THUẬN

Bảng 0.3 – Kết quả tính thép dọc

Cột (kN) (kN.m) (kN.m) (mm) (mm) (mm) (mm) (cm 2 ) (%) thép A s (cm 2 )

Dự án SAN THUONG C10 có nhiều hạng mục khác nhau, bao gồm TANG 13 C10 với diện tích 2310 m2, chiều cao 500 m, chiều rộng 500 m và chiều cao tầng 50 m, sử dụng loại cửa LTL với giá trị 78.10 và hệ số 3.12 Tương tự, TANG 12 C10 có diện tích 2310 m2, chiều cao 500 m, chiều rộng 500 m và chiều cao tầng 50 m, sử dụng loại cửa LTRB với giá trị 64.97 và hệ số 2.60 Các hạng mục khác như TANG 11 C10, TANG 10 C10, TANG 9 C10, TANG 8 C10, TANG 7 C10, TANG 6 C10, TANG 5 C10, TANG 4 C10, TANG 3 C10, TANG 2 C10 và TANG TRET C10 cũng có thông số kỹ thuật tương tự, với các giá trị và hệ số khác nhau.

Tầng hơp tính toán Cột (kN) (kN.m) (kN.m) (mm) (mm) (mm) (mm) (cm 2 ) (%) thép A s (cm 2 )

Dự án San Thượng C13 là một dự án bất động sản nổi bật với nhiều tiện ích và dịch vụ hiện đại Dự án này bao gồm nhiều tòa nhà cao tầng như Tang 13, Tang 12, Tang 11, Tang 10, Tang 9, Tang 8, Tang 7, Tang 6, Tang 5, Tang 4, Tang 3, Tang 2 và Tang Tret Mỗi tòa nhà đều được thiết kế với kiến trúc hiện đại và sang trọng, đảm bảo mang lại không gian sống thoải mái và tiện nghi cho cư dân Dự án này cũng cung cấp nhiều tiện ích như hệ thống an ninh, khu vực thương mại, khu vực giải trí và nhiều dịch vụ khác Với vị trí đắc địa và thiết kế hiện đại, dự án San Thượng C13 là lựa chọn lý tưởng cho những người đang tìm kiếm một không gian sống cao cấp và tiện nghi.

Dự án San Thượng C4 là một dự án bất động sản đáng chú ý với nhiều thông tin chi tiết quan trọng Dự án này có tổng diện tích lên đến 147,70 m2 và mật độ xây dựng khoảng 125,87 m2 Tầng cao nhất của dự án là tầng 13 với diện tích sử dụng khoảng 102,78 m2 Dự án cũng có nhiều tầng khác như tầng 12, tầng 11, tầng 10, tầng 9, tầng 8, tầng 7, tầng 6, tầng 5, tầng 4, tầng 3, tầng 2 và tầng trệt Mỗi tầng có diện tích sử dụng khác nhau, từ 29,17 m2 đến 153,92 m2 Dự án này cũng có nhiều tiện ích và dịch vụ đi kèm, hứa hẹn sẽ mang lại cuộc sống tiện nghi và thoải mái cho cư dân.

Tầng hơp tính toán Cột (kN) (kN.m) (kN.m) (mm) (mm) (mm) (mm) (cm 2 ) (%) thép A s (cm 2 )

Dự án San Thượng C3 là một trong những dự án nổi bật tại khu vực, với các thông số kỹ thuật đáng chú ý Cụ thể, dự án có diện tích xây dựng 2310 m2, mật độ xây dựng 500-600 m2, chiều cao 50 tầng, diện tích căn hộ LTRB từ 86,52 đến 158,77 m2, số phòng từ 24 đến 32 phòng, diện tích sử dụng từ 117,75 đến 157,08 m2 Dự án được thiết kế với nhiều tiện ích hiện đại, đáp ứng nhu cầu sống của cư dân.

4.8.2 Tính thép đai cho cột

4.8.2.1 Tính toán cụ thể cột C3 a Số liệu tính toán

Tầng Tên cột Thép dọc μ Chiều cao tầng

H thông thủy chiều cao cột 30d

TANG TRET C3 32 ỉ 25 2.17 3.30 2.60 700 750 b Tính toán thép đai cột C3 (Tầng trệt)

Bước 1: Chọn trước đường kính thép đai và số nhánh đai doc min dai max( ;8mm)

Bước 2: Tính khoảng cách đai tính toán chịu cắt trong cột (có thế bỏ qua vì thường bố trí cấu tạo lớn hơn thép tính toán)

Bước 3: Khoảng cách các lớp cốt đai theo cấu tạo

Khi R sc  400MPa;a ct  min(12  min ; 400) =min(300, 400)00mm

Bước 4: Bố trí cốt đai theo chiều dài cột

 Trong khoảng L 1 (tại vị trí gần nút):

L max(h ,1/ 6L ,30d, 450) max(700, 433.33,750, 450) 700 mm s min(8 ,175mm) min(200,175) 175mm

 Bố trí đai Ф8a100 cho đoạn L 1 = 800mm

 Trong khoảng L 2 : Bố trí theo cấu tạo

 Bố trí đai Ф8a200 cho đoạn L 2 = 1000mm

Trong các nút khung phải dùng đai kín cho cả dầm và cột với khoảng cách không vượt quá 200

4.8.2.2 Kết quả tính thép đai cột khung 5

Tầng Tên cột Thép dọc m Chiều cao tầng

H thông thủy chiều cao cột 30d (mm) Đoạn gần gối Đoạn giữa

(%) L w (m) hc (mm) L 1 (mm) Sct (mm) Chọn L 2 (mm) Sct (mm) Chọn

Tầng Tên cột Thép dọc m Chiều cao tầng

H thông thủy chiều cao cột 30d (mm) Đoạn gần gối Đoạn giữa

(%) L w (m) hc (mm) L 1 (mm) Sct (mm) Chọn L 2 (mm) Sct (mm) Chọn

TÍNH TOÁN DẦM

Bê tông B30 có R b = 17 MPa, R bt = 0.9 MPa, E b = 27000 MPa

Cốt thép dọc AIII có R s = R sc = 350 MPa E s = 210000 MPa

Cốt thép đai AI có R sw = 175 MPa

Cốt thép dọc của dầm được tính toán dựa trên cấu kiện chịu uốn, đặc biệt là đối với các dầm có bản sàn nằm trên, ngoại trừ dầm móng Đối với giá trị momen dương, bản sàn sẽ chịu nén và được tính toán với tiết diện chữ T, đảm bảo độ bền và ổn định cho kết cấu.

Chiều cao bản cánh: h’ f = h s 0 mm

Giả thiết độ dày lớp bê tông bảo vệ a, tính h o = h - a Xác định vị trí trục trung hoà:

  Kiểm tra hàm lượng cốt thép: s b min max R o s

BAO MAX 350 700 50 650 102.442 3152.44 0.007 0.007 4.33 0.19 2ỉ 20 6.28 0.28 BAO MIN 350 700 50 650 -349.305 3152.44 0.139 0.150 15.92 0.70 3ỉ 22 + 2ỉ 20 17.69 0.78 BAO MIN 350 700 50 650 -194.478 3152.44 0.077 0.081 8.54 0.38 3ỉ 22 11.40 0.5 B2

BAO MAX 350 700 50 650 195.169 3152.44 0.013 0.013 8.28 0.36 3ỉ 20 9.42 0.41 BAO MIN 350 700 50 650 -294.019 3152.44 0.117 0.125 13.22 0.58 3ỉ 22 + 2ỉ 20 17.69 0.78 BAO MIN 350 700 50 650 -346.859 3152.44 0.138 0.149 15.80 0.69 3ỉ 22 2ỉ 20 17.69 0.78 B3

BAO MAX 350 600 50 550 92.686 2604.19 0.008 0.008 4.64 0.24 2ỉ 20 6.28 0.33 BAO MIN 350 600 50 550 -191.773 2604.19 0.107 0.113 10.12 0.53 3ỉ 22 11.40 0.59 BAO MIN 350 600 50 550 -192.854 2604.19 0.107 0.114 10.19 0.53 3ỉ 22 11.40 0.59 B6

BAO MAX 350 700 50 650 259.597 3152.44 0.017 0.017 11.04 0.49 4ỉ 20 12.57 0.55 BAO MIN 350 700 50 650 -471.648 3152.44 0.188 0.210 22.21 0.98 4ỉ 22 + 2ỉ 22 22.81 1 BAO MIN 350 700 50 650 -465.345 3152.44 0.185 0.206 21.87 0.96 4ỉ 22 + 2ỉ 22 22.81 1 B7

BAO MAX 350 600 50 550 121.113 2604.19 0.011 0.011 6.07 0.32 2ỉ 20 6.28 0.33 BAO MIN 350 600 50 550 -108.299 2604.19 0.060 0.062 5.57 0.29 2ỉ 22 7.60 0.39 BAO MIN 350 600 50 550 -256.485 2604.19 0.143 0.154 13.85 0.72 4ỉ 22 15.21 0.79 do an

THIẾT KẾ VÁCH LÕI

GÁN PHẦN TỬ VÀ LẤY NỘI LỰC TRONG ETABS

Trong Etabs người dùng có thể tổng hợp nội lực để tính toán vách lõi bằng cách gán thuộc tính Pier hay Spandrel cho các phần tử vách

 Vách đứng gán Pier (P) – lấy nội lực như cột

Vì tính toán lõi theo quan điểm các vách trong lõi làm việc chung với nhau nên sinh viên gán thuộc tính Pier trong Etabs như sau:

TÍNH TOÁN PHẦN TỬ PIER

4.11.1 Cấu tạo Để tính toán vách lõi, trước hết phải hiểu rõ cấu tạo và chức năng làm việc của thép trong vách lõi Cấu tạo vách lõi theo TCXDVN 375:2006 như sau:

Để sơ bộ thép dọc trong lõi, có thể áp dụng nhiều phương pháp khác nhau Một cách tiếp cận phổ biến là chia lõi thành nhiều phần tử nhỏ và sử dụng phương pháp phân bố ứng suất đàn hồi để phân phối lại nội lực trong lõi và sơ bộ thép Sau đó, cần kiểm tra lại khả năng chịu lực của thép bằng biểu đồ tương tác để đảm bảo độ an toàn và chính xác.

4.11.1.1 Chia phần tử và phân phối nội lực a Chia phần tử

Hình 0.2 – Phân chia phần tử Bảng 0.1 – Thông số tính toán phần tử

Tầng Tổ hợp Ví trí P M 2 M 3

TANG TRET COMB11 MIN Top -41364 -22860 -348517 Kết quả phân phối nội lực

Thép dọc được xác định sơ bộ dựa trên nội lực tầng trệt cho tất cả các phần tử, sau đó được kiểm tra và xác nhận lại thông qua biểu đồ tương tác với tất cả các tầng để đảm bảo độ chính xác và an toàn cho công trình.

 Thép dọc được sơ bộ như sau:

As: diện tích thép tính toán (mm 2 ) N: lực dọc của phần tử (N)

Rs: cường độ tính toán của thép (MPa)

 Phần tử chịu nén: đặt thép cấu tạo và kiểm tra khả năng chịu nén b b sc sc

A b , A s : lần lượt là diện tích tiết diện bê tông, cốt thép (mm 2 )

R b , R sc : lần lượt là cường độ tính toán của bê tông, cốt thép (MPa)

 Kết quả sơ bộ thép

Bảng 0.3 – Số liệu tính toán lõi

Cấp độ bền: B30 Thép dọc: A-III (6-8) g b2 = 0.9 R s = R sc = 365 (MPa)

Bảng 0.4 – Kết quả sơ bộ thép

Kiểm tra Bố trí Aschọn

THIẾT KẾ MÓNG CÔNG TRÌNH

ĐÁNH GIÁ ĐIỀU KIỆN ĐỊA CHẤT CÔNG TRÌNH

Do hạn chế trong việc thu thập số liệu địa chất quận 7, sinh viên có thể tham khảo thông tin địa chất sau đây làm tài liệu tham khảo quan trọng để tính toán và thiết kế móng cho công trình xây dựng tại khu vực này.

Kết quả khảo sát cho thấy đất nền được tạo thành từ nhiều lớp khác nhau, với độ dốc nhỏ và chiều dày khá đồng đều Do đó, có thể xem nền đất tại mỗi điểm của công trình có chiều dày và cấu tạo tương tự như mặt cắt địa chất điển hình.

Dựa trên kết quả khảo sát hiện trường và kết quả thí nghiệm trong phòng, địa tầng tại công trường có thể được phân chia thành các lớp đất chính, cung cấp thông tin quan trọng về cấu trúc và đặc điểm của đất tại khu vực này.

Bề dày h = 1.3m, nằm từ mặt đất tự nhiên sâu từ -1.8m đến -3.1m

Lớp 1: Sét xám trắng, đốm nâu, trạng thái dẻo mềm

Bề dày h = 12.2m, độ sâu từ -3.1m đến -15.3m

Lớp 2: Sét pha trạng thái dẻo mềm

Bề dày h = 9.5m, độ sâu từ -15.3m đến -24.8m

Lớp 3: Sét xám trắng trạng thái dẻo cứng

Bề dày h = 7.4m, độ sâu từ -24.8đến -32.2m

Lớp 4: Cát pha nâu vàng trạng thái dẻo

Bề dày h = 4.3m, độ sâu từ -32.2đến -36.5m

Lớp 5: Cát trung có lẫn sạn trạng thái chặt vừa

Bảng 0.1 – Chỉ tiêu cơ lý của đất nền

Dung trọng đẩy nổi Độ ẩm tự nhiên

Chỉ số xuyên tiêu chuẩn

Lực dính kết Độ sệt

Mô đun tổng biến dạng

Sét xám trắng dẻo mềm

Cát hạt trung lẫn sạn chặt vừa

4.12.2 Đánh giá tính chất của đất nền

Dựa vào các chỉ tiêu cơ lý của đất nền, chúng ta có thể đánh giá sơ bộ điều kiện địa chất và đưa ra phương án móng thiết kế khả thi và hợp lý Đặc biệt, mô đun tổng biến dạng E và góc ma sát trong  là hai yếu tố quan trọng giúp đánh giá tính chất của nền đất, từ đó lựa chọn giải pháp thiết kế móng phù hợp và hiệu quả.

Trên mặt là đất san lấp gồm cát, sạn sỏi, có chiều dày trung bình 1.3m, lớp đất này được loại bỏ khi làm tầng hầm

Sét xám trắng, đốm nâu, trạng thái dẻo mềm dày 12.2m có mô đun biến dạng 5000 Chiều cao làm việc của cốt thép: h o  500 25   475(mm) Diện tích cốt thép dùng cho lắp dựng cọc:

Cốt thộp chịu mụ men uốn của cọc là 2ỉ18 (A s =5.08cm 2 ) Nên cọc đủ khả năng chịu tải khi vận chuyển, cẩu lắp

Tính cốt thép móc neo:

Lực kéo của 1 nhánh cốt treo khi cẩu lắp cọc : ql 9.375 16

Diện tích cốt thép móc cẩu

Chọn cốt thộp dựng cho múc treo cột là ỉ18 (A s %4.34mm 2 ) Đoạn neo cốt thép của móc treo cọc L n  30d  30 18   540(mm) Chọn L n = 550 (mm)

TÍNH TOÁN MÓNG CỘT GIỮA M1

4.17.1 Sơ bộ số cọc và bố trí cọc trong đài

Xác định sơ bộ số lượng cọc: tt c TK a n N

+ N - lực dọc tính toán tại chân cột (ngoại lực tác dụng lên móng); tt + Q - sức chịu tải thiết kế của cọc; TK a

+  - hệ số xét đến do moment, chọn   1.2 1.5  c

Vậy chọn n c  12 cọc Khoảng cách giữa các cọc theo phương X là 1500 mm

Khoảng cách giữa các cọc theo phương Y là 1500 mm

Khoảng cách giữa mép cọc tới mép ngoài của đài chọn là 250mm Mặt bằng bố trí cọc như hình:

Hình 0.3 – Mặt bằng bố trí cọc móng giữa M1

Hình 0.4 – Sơ đồ kiểm tra lực cắt

Khi thỏa điều kiện cân bằng áp lực ngang, có thể tính toán móng dựa trên giả thiết rằng lực ngang do lớp đất trên đáy đài tiếp nhận hoàn toàn, và lúc đó các cọc chỉ chịu kéo, nén, giúp đơn giản hóa quá trình thiết kế và tính toán móng.

4.17.3 Kiểm tra tải trọng tác dụng lên cọc

4.17.3.1 Kiểm tra với tổ hợp Nmax và các thành phần tương ứng Điều kiện kiểm tra: max   a min p TLBTcoc Q p 0

  Chiều cao đài được giả thiết ban đầu h đ = 1.6 m Trọng lượng tính toán của đài: d bt d d

Chuyển các ngoại lực tác dụng về đáy đài tại trọng tâm nhóm cọc (trường hợp này trùng với trọng tâm đài) tt tt o d

Tải trọng tác dụng lên cọc:

GVHD: Th.S NGUYỄN THANH TÚ - 96 - SVTH: TRẦN HOÀI THUẬN y i x i tt i 2 2 i i

+ x i , y i - khoảng cách từ tim cọc thứ I đến trục đi qua trọng tâm các cọc tại mặt phẳng đáy đài;

+  M tt x - tổng moment tính toán đáy đài quay quanh trục x tại trọng tâm nhóm cọc;

+  M tt y - tổng moment tính toán đáy đài quay quanh trục y tại trọng tâm nhóm cọc;

Bảng 0.12 – Kiểm tra phản lực đầu cọc

+ Tải trọng truyền xuống cọc đảm bảo không vượt quá sức chịu tải cho phép của cọc

+ Không có cọc nào trong móng chịu nhổ

4.17.4 Kiểm tra áp lực đất dưới đáy khối móng quy ước

Việc tính toán và kiểm tra móng cọc được thực hiện ở trạng thái giới hạn II, sử dụng tải trọng tiêu chuẩn và xem móng cọc và đất như một khối quy ước Khối quy ước này được coi là móng nông trên nền thiên nhiên, và độ lún của móng chủ yếu do nền dưới đáy khối quy ước gây ra, trong khi biến dạng của bản thân các cọc được bỏ qua trong tính toán.

Người ta quan niệm rằng tải trọng của móng được truyền trên diện tích rộng hơn nhờ ma sát giữa mặt xung quanh cọc và đất, xuất phát từ mép ngoài cọc tại đáy đài Góc nghiêng của tải trọng này được tính bằng góc ma sát trung bình của đất, ký hiệu là  tb và thường được ký hiệu là .

4 Góc ma sát trung bình của các lớp đất theo chiều dài cọc

 Diện tích khối móng quy ước được tính theo công thức: qu qu qu

Hình 0.5 – Kích thước khối móng qui ước

 Trọng lượng khối móng quy ước Khối lượng đất trong móng quy ước:

G  A   h   71 499  55489kN Khối lượng đất bị cọc và đài chiếm chổ:

G  n.A   h  V    16 0.11 31.3 499 9.2 7.7 1.6 20        4437kN Khối lượng cọc và đài bê tông

G  n.A L   A   12 0.11 31.3 25 9.2 7.7 1.6 25         5883kN Trọng lượng khối móng quy ước:

 Kiểm tra điều kiện làm việc đàn hồi của khối móng qui ước Tải trọng quy về đáy khối móng quy ước: tc

N qc  10580 56935   67515kN ; tc tt xqu y

Momen chống uốn của móng khối quy ước

Cường độ tiêu chuẩn của đất dưới đáy đài

+ k - hệ số độ tin cây, tc k = 1 vì các chỉ tiêu cơ lý đất lấy theo số liệu thí nghiệm trực tc tiếp đối với đất;

+ c = 9.4 kN/m II 2 ; + Mũi cọc tại lớp đất thứ 4 có   16 30 0 '  A = 0.3945, B = 2.300, C = 4.841;

          Ứng suất dưới đáy khối móng quy ước: tc tc 2 tb qu

   tc tc tc xqu ytc tc 2 max qu x y

       tc tc tc xqu ytc tc 2 min qu x y

       tc 2 tc 2 tb tc 2 tc 2 max tc 2 min p 981kN / m R 1439kN / m p 954 kN / m 1.2R 1727kN / m p 948kN / m 0

 Vậy điều kiện đất nền được thoả mãn

Lớp đất dưới đáy móng có thể được coi là làm việc đàn hồi, cho phép tính toán độ lún của nền một cách chính xác dựa trên quan niệm nền biến dạng tuyến tính.

4.17.5 Kiểm tra độ lún cho khối móng quy ước Độ lún của móng cọc được xem như độ lún của khối móng quy ước

Bảng 0.13 – Trọng lượng bản thân theo chiều dày lớp đất

Lớp đất Bề dày γ Ứng suất BT σ bt

Chia đất nền dưới đáy khối móng quy ước thành các lớp bằng nhau và bằng qu i

Xét 1 điểm thuộc trục qua tâm móng có độ sâu z kể từ đáy móng khối quy ước Khi đó ứng suất do tải trọng ngoài gây ra được xác định theo công thức:   gl zi k o  gl z 0 

GVHD: Th.S NGUYỄN THANH TÚ - 100 - SVTH: TRẦN HOÀI THUẬN Điểm Độ sâu

(kN/m 2 ) gl zi bt zi

 Độ lún móng khối qui ước

 Như vậy là độ lún dự báo của móng thoả mãn điều kiện cho phép

4.17.6 Kiểm tra chọc thủng đài cọc

Chọn a = 15 cm, chiều cao làm việc của đài h 0  1.6 0.15 1.45   m

Ta thấy với góc xiên 45 0 thì tháp chọc thủng không bao hết các cọc nên ta phải kiểm tra chọc thủng:

Hình 0.6 – Mặt bằng tháp chọc thủng Điều kiện chọc thủng: P xt  P cx

P xt - lực xuyên thủng là tổng các lực tác dụng lên đầu cọc ngoài phạm vi tháp xuyên thủng: P xt  10.P tt max   10 1111 11110kN 

P cx - lực chống xuyên thủng: P cx   R u h bt m 0

 - hệ số, với bê tông nặng  =1;

R bt - cường độ chịu kéo của bê tông, với B40 thì R bt =1.4 MPa; u m - giá trị trung bình chu vi đáy trên và đáy dưới tháp xuyên thủng

 Vậy thoả điều kiện chống xuyên thủng đài cọc

Xem đài là một bản console có một đầu ngàm vào mép cột và đầu kia tự do, giả thiết rằng đài là tuyệt đối cứng Để đảm bảo an toàn và đơn giản hóa việc tính toán, sinh viên thường lấy phản lực lớn nhất để tính toán thép cho đài cọc.

 Momen của đài cọc theo phương x-x

 Momen của đài cọc theo phương y-y

Hình 0.7 – Sơ đồ tính thép đài móng m 2 b 0

Bảng 0.15 – Tính toán thép đài móng

M (kNm)  m   A s (cm 2 ) Chọn thép A s chọn (cm 2 ) I-I 8000 0.043 0.044 0.977 154 ỉ22a100 169

Chọn  12a200 đặt cấu tạo lớp trên

Hình 0.8 – Mặt bằng bố trí thép

TÍNH TOÁN MÓNG CỘT BIÊN M2

Móng biên được thiết kế với cùng loại cọc, đài cọc và chiều sâu chôn cọc với móng giữa

4.18.1 Sơ bộ số cọc và bố trí cọc trong đài c n 1.5 8591 8.05

Khoảng cách giữa các cọc theo phương X là 1500 mm

Khoảng cách giữa mép cọc tới mép ngoài của đài chọn là 250 mm Mặt bằng bố trí cọc như hình:

Hình 0.10 – Mặt bằng bố trí cọc móng biên M2

Khi thỏa điều kiện cân bằng áp lực ngang, việc tính toán móng có thể được thực hiện dựa trên giả thiết rằng lực ngang do lớp đất trên đáy đài tiếp nhận hoàn toàn, và lúc đó các cọc chỉ chịu kéo hoặc nén.

4.18.3.1 Kiểm tra với tổ hợp Nmax và các thành phần tương ứng Điều kiện kiểm tra: max   a min p TLBTcoc Q p 0

  Chiều cao đài được giả thiết ban đầu h đ = 1.6 m Trọng lượng tính toán của đài: d bt d d

Chuyển các ngoại lực tác dụng về đáy đài tại trọng tâm nhóm cọc (trường hợp này trùng với trọng tâm đài) tt tt o d

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

4.18.4 Kiểm tra áp lực đất dưới đáy khối móng quy ước

Người ta quan niệm rằng tải trọng của móng được truyền trên diện tích rộng hơn nhờ ma sát giữa mặt xung quanh cọc và đất, xuất phát từ mép ngoài cọc tại đáy đài Góc nghiêng của tải trọng này được tính bằng góc ma sát trung bình , với công thức  =  tb, giúp phân bố tải trọng đều hơn trên diện tích tiếp xúc.

4 Góc ma sát trung bình của các lớp đất theo chiều dài cọc

Trọng lượng khối móng quy ước Khối lượng đất trong móng quy ước:

G  A   h  62 499   37315kN Khối lượng đất bị cọc và đài chiếm chổ:

G  n.A   h  V    9 0.11 499 7.85 7.85 1.6 20       2887kN Khối lượng cọc và đài bê tông

Trọng lượng khối móng quy ước:

 Kiểm tra điều kiện làm việc đàn hồi của khối móng qui ước Tải trọng quy về đáy khối móng quy ước

N qu  7921 38226   46147 kN tc tc xqu yqu

       tc 2 tc 2 tb tc 2 tc 2 max tc 2 min p 745kN / m R 1425kN / m p 750 kN / m 1.2R 1710kN / m p 740 kN / m 0

 Vậy điều kiện đất nền được thoả mãn

Lớp đất dưới đáy móng có thể được coi là làm việc đàn hồi và tính toán được độ lún của nền theo quan niệm nền biến dạng tuyến tính Đối với trường hợp nền từ chân cọc trở xuống có chiều dày tương đối lớn, mô hình nền bán không gian biến dạng tuyến tính thường được áp dụng do diện tích đáy của khối qui ước tương đối bé Phương pháp tính toán độ lún của nền trong trường hợp này thường dựa trên phương pháp cộng lún từng lớp.

Lớp đất Bề dày h i  Ứng suất bản thân  bt

Chia đất nền dưới đáy khối móng quy ước thành các lớp bằng nhau và bằng qu i

Xét 1 điểm thuộc trục qua tâm móng có độ sâu z kể từ đáy móng khối quy ước Khi đó ứng suất do tải trọng ngoài gây ra được xác định theo công thức: gl gl zi K 0 z 0 

GVHD: Th.S NGUYỄN THANH TÚ - 110 - SVTH: TRẦN HOÀI THUẬN Điểm Độ sâu

 Độ lún móng khối qui ước

Để đảm bảo an toàn, chúng ta chọn a = 15 cm và chiều cao làm việc của đài h0 = 1,45 m Khi thiên về an toàn, chúng ta cần kiểm tra điều kiện hạn chế tính từ mép cột tới mép hàng cọc ngoài cùng Điều kiện này được gọi là điều kiện chọc thủng, ký hiệu là xt cx.

P xt - lực xuyên thủng là tổng các lực tác dụng lên đầu cọc ngoài phạm vi tháp xuyên thủng max xt tt

P cx - lực chống xuyên thủng cx bt m 0

 - hệ số, với bê tông nặng  =1;

R - cường độ chịu kéo của bê tông, với B40 thì bt R =1.4 MPa; bt u - giá trị trung bình chu vi đáy trên và đáy dưới tháp xuyên thủng m

4.18.7 Kiểm tra lún lệch giữa các móng Độ lún lệch giữa móng cột giữa và cột biên

 Vậy thỏa độ lún lệch cho phép theo TCXD 205:1998

Xem đài là một loại bản console có một đầu ngàm vào mép cột và đầu kia tự do, được giả thiết là tuyệt đối cứng Trong thiết kế thực tế, để đảm bảo an toàn và đơn giản hóa quá trình tính toán, sinh viên thường lấy phản lực lớn để tính toán thép cho đài cọc.

Momen của đài cọc theo phương x-x

 Momen của đài cọc theo phương y-y

Để đảm bảo an toàn và đơn giản hóa quá trình tính toán, sinh viên thường chọn các cọc phía phản lực lớn để tính toán thép cho đài cọc, như minh họa trong Hình 0.13 - Sơ đồ tính thép đài móng.

Hình 0.14 – Mặt bằng bố trí thép

4.19.1 Sơ bộ số cọc và bố trí cọc trong đài c

Hình 0.16 – Mặt bằng bố trí cọc móng biên M3

Do thỏa điều kiện cân bằng áp lực ngang, quá trình tính toán móng có thể dựa trên giả thiết rằng lực ngang do lớp đất trên đáy đài tiếp nhận hoàn toàn, và lúc đó các cọc chỉ chịu tác động của lực kéo hoặc nén.

4.19.3 Kiểm tra tải trọng tác dụng lên cọc tt tt o d

GVHD: Th.S NGUYỄN THANH TÚ - 116 - SVTH: TRẦN HOÀI THUẬN max coc a min

4.19.4 Kiểm tra áp lực đất dưới đáy khối móng quy ước tc

N qu  8484 38226   46710 kN ;  M tc xqu   16.981kN.m;  M tc yqu  45.222kN.m

        tc tc tc xqu ytc tc 2 min qu x y

        tc 2 tc 2 tb tc 2 tc 2 max tc 2 min p 754kN / m R 1439kN / m p 754 kN / m 1.2R 1727kN / m p 754 kN / m 0

Vậy điều kiện đất nền được thoả mãn

Lớp đất dưới đáy móng có thể được coi là làm việc đàn hồi, cho phép tính toán độ lún của nền dựa trên quan niệm nền biến dạng tuyến tính Điều này có nghĩa là lớp đất dưới móng có khả năng đàn hồi và có thể trở lại hình dạng ban đầu sau khi chịu tải, giúp đảm bảo sự ổn định của công trình.

4.19.5 Kiểm tra độ lún cho khối móng quy ước Bảng 0.21 – Trọng lượng bản thân theo chiều dày lớp đất

Bảng 0.22 – Phân bố ứng suất dưới đáy khối móng quy ước Điểm Độ sâu

Chọn a = 15 cm, chiều cao làm việc của đài h 0  1.6 0.15 1.45   m Thiên về an toàn kiểm tra với điều kiện hạn chế tính từ mép cột tới mép hàng cọc ngoài cùng

GVHD: Th.S NGUYỄN THANH TÚ - 118 - SVTH: TRẦN HOÀI THUẬN xt tt

4.19.7 Kiểm tra lún lệch giữa các móng Độ lún lệch giữa móng M3 và móng M2

4.19.8 Tính thép đài cọc Để an toàn và đơn giản trong việc tính toán sinh viên lấy các cọc phía phản lực lớn để tính thép cho đài cọc m 2 b 0

II-II 4328 0.023 0.023 0.988 82 ỉ25a150 127 Chọn  12a200 đặt cấu tạo lớp trên

Hình 0.18 – Bố trí thép móng M3

4.20.1 Sơ bộ số cọc và bố trí cọc trong đài c

Hình 0.19 – Mặt bằng bố trí cọc

Khi thỏa mãn điều kiện cân bằng áp lực ngang, việc tính toán móng có thể được thực hiện dựa trên giả thiết rằng lực ngang do lớp đất trên đáy đài tiếp nhận hoàn toàn, và lúc đó các cọc chỉ chịu kéo hoặc nén, giúp đơn giản hóa quá trình thiết kế và tính toán móng.

4.20.3 Kiểm tra tải trọng tác dụng lên cọc tt tt o d

4.20.4 Kiểm tra áp lực đất dưới đáy khối móng quy ước tc

N qu  7768.03 38226   45995 kN tc tc xqu yqu

       tc 2 tc 2 tb tc 2 tc 2 max tc 2 min p 742kN / m R 1439kN / m p 748kN / m 1.2R 1727kN / m p 736 kN / m 0

Lớp đất dưới đáy móng có thể được coi là làm việc đàn hồi, cho phép tính toán độ lún của nền một cách chính xác dựa trên quan niệm nền biến dạng tuyến tính.

4.20.5 Kiểm tra độ lún cho khối móng quy ước Bảng 0.25 – Trọng lượng bản thân theo chiều dày lớp đất

Bảng 0.26 – Phân bố ứng suất dưới đáy khối móng quy ước

GVHD: Th.S NGUYỄN THANH TÚ - 122 - SVTH: TRẦN HOÀI THUẬN Điểm Z

Chọn a = 15 cm, chiều cao làm việc của đài h 0  1.6 0.15 1.45   m

Thiên về an toàn kiểm tra với điều kiện hạn chế tính từ mép cột tới mép hàng cọc ngoài cùng max xt tt

4.20.7 Kiểm tra lún lệch giữa các móng Độ lún lệch giữa móng M4 và móng M1

4.20.8 Tính thép đài cọc Để an toàn và đơn giản trong việc tính toán sinh viên lấy các cọc phía phản lực lớn để tính thép cho đài cọc m 2 b 0

Hình 0.21 – Bố trí thép móng M4

TÍNH TOÁN MÓNG LÕI THANG M5

4.21.1 Xác định nội lực dùng để tính toán móng

Bảng 0.28 – Tổ hợp tải trọng tính toán lõi công trình

Tổ hợp N MX MY QX QY

(kN) (kN.m) (kN.m) (kN) (kN)

Tải trọng tiêu chuẩn được áp dụng để tính toán nền móng theo tiêu chuẩn thiết kế cầu đường bộ (TTGH II) Theo quy phạm, tải trọng tiêu chuẩn có thể được xác định bằng cách chia tải trọng tính toán cho hệ số vượt tải trung bình, thường được lấy là n = 1,15.

Bảng 0.29 – Tổ hợp tải trọng tiêu chuần lõi công trình

4.21.2 Cấu tạo cọc và đài cọc

Sử dụng cùng loại cọc với móng khung

Bê tông cấp độ bền B40 (R b = 22 MPa) Cốt thép chịu lực AIII (R s = 365 MPa) Cốt thép đai AI (R s = 225 MPa)

Cọc được chọn là cọc ép, có kích thước 500x500 mm

Dự kiến cọc được ngàm vào lớp đất khá tốt (lớp 4) một khoảng 4m Do đó chiều sâu mũi cọc tính từ lớp đất tự nhiên 1.3 + 12.2 + 9.5 + 7.4+ 4.0 = 34.4m

Hình 0.23 – Mô hình bè cọc bằng phần mềm safe 12.3.0

4.21.4.1 Kiểm tra với tổ hợp Nmax và các thành phần tương ứng

 Dùng phần mềm Safe 12.3.0 mô hình đài móng bè cọc, tải trọng xuất từ Etabs Độ cứng lò xo cọc i i i

Pi – Phản lực đầu cọc thứ i  thiên về an toàn lấy P i  Q TK a  1600kN

Độ lún của cọc thứ i, thường được tính toán dựa trên độ lún đàn hồi của cọc, thường được lấy bằng khoảng từ 0,4 đến 0,6 lần độ lún lâu dài của cọc Theo kết quả tính toán, độ lún đàn hồi của cọc có thể được xác định là S i = 0,5 x 98 = 4cm, cung cấp thông tin quan trọng về độ lún của cọc.

 Điều kiện kiểm tra: max   a min p TLBTcoc Q p 0

  Chiều cao đài được giả thiết ban đầu h đ = 1.6 m

Bảng 0.30 – Phản lực đầu cọc

Node Point OutputCase CaseType Fx Fy Fz Mx My Mz

Text Text Text Text kN kN kN kN-m kN-m kN-m

Hình 0.24 – Kiểm tra phản lực đầu cọc bằng phần mềm Safe 12.3.0

4.21.4.2 Kiểm tra áp lực đất dưới đáy khối móng quy ước

Góc ma sát trung bình của các lớp đất theo chiều dài cọc

 Trọng lượng khối móng quy ước Khối lượng đất trong móng quy ước: i i

G 1  A qu   h  111.2 499   55489 kN Khối lượng đất bị cọc và đài chiếm chổ: p i i dai

Khối lượng cọc và đài bê tông

G  n.A L   A    16 0.11 31.3 25 10.85 10.25 1.6 25        5883kN Trọng lượng khối móng quy ước:

 Kiểm tra điều kiện làm việc đàn hồi của khối móng qui ước Tải trọng quy về đáy khối móng quy ước tc

       tc tc tc xqu ytc tc 2 max qu x y

       tc 2 tc 2 tb tc 2 tc 2 max tc 2 min p 632 kN / m R 1439kN / m p 893kN / m 1.2R 1727kN / m p 372 kN / m 0

Lớp đất dưới đáy móng có thể được coi là làm việc đàn hồi, cho phép tính toán độ lún của nền một cách chính xác dựa trên quan niệm nền biến dạng tuyến tính, giúp đánh giá và dự đoán độ lún của công trình một cách hiệu quả.

 Ứng suất gây lún tại đáy khối móng quy ước gl tc bt 2 z 0  p tb 745 448 297 kN / m

 Độ lún móng bè cọc (mục H.4.2 – TCXD 205:1998)

Trong đó: p – Áp lực trung bình lên nền ở đáy đài

B – chiều rộng hoặc đường kính móng

E – Môđun biến dạng trung bình của lớp chịu nén dưới mặt mũi cọc với chiều dày bằng B:

E 1 , E 2 , E i – Môđun biến dạng của lớp 1, 2 và lớp i

 E 1 = 12420 kN/m 2 , E 2 = 13920 kN/m 2 h 1 , h 2 ,h i – Chiều dày của lớp 1, 2 và lớp i  h 1 = 0.3m, h 2 = 16.28m k 1 , k 2 , k i – Hệ số kể đến độ sâu của lớp lấy theo bảng H.1 tùy theo độ sâu đáy lớp Tra bảng H.1 – TCXD 205:1998  k 1  1; k 2  0.4

 Độ lún tổng cộng S = 4cm < [S]m, đảm bảo độ lún cho phép

Xem bè cọc như một sàn phẳng lật ngược với các cột là các cọc, giúp phân chia dãy trên cột và dãy giữa nhịp để xác định nội lực và tính toán cốt thép cho đài móng một cách chính xác và hiệu quả.

Thiên về an toàn, lấy nội lực lớn nhất của tổ hợp BAO để thiết kế thép

Dùng phần mềm Safe 12.3.0 để mô hình và chia dãy như sau

Bảng 9.47: Nội lực theo phương Y

Text Text Text kN kN kN-m kN-m

CSB2 BAO Combination 3.184 34.996 -211.57 571.361 CSB2 BAO Combination -1.208 280.201 -310.31 -169.63 CSB11 BAO Combination 312.767 1007.5 -115.99 1347.31 CSB11 BAO Combination 141.263 -304.66 -134.85 -330.75 CSB16 BAO Combination 100.089 -204.31 -185.72 578.717 CSB16 BAO Combination 22.585 -299.77 -76.425 -243.31 CSB17 BAO Combination 170.078 1064.64 -250.68 1492.21

MSB13 BAO Combination 12.586 188.323 -233.61 727.548 MSB13 BAO Combination -6.729 345.743 -257.01 -215.7 MSB14 BAO Combination 7.638 -350.71 -205.66 902.609 MSB14 BAO Combination 101.866 -187.89 -215.14 -221.02 MSB15 BAO Combination 104.808 924.736 -164.73 1093.87 MSB15 BAO Combination 114.337 -286.33 -107.35 -281.35

Bảng 9.48: Nội lưc theo phương X

CSA3 BAO Combination 4.345 88.869 242.319 588.184 CSA3 BAO Combination -45.951 222.642 367.83 -193.03 CSA4 BAO Combination 506.835 2542.09 102.414 1228.44 CSA4 BAO Combination 146.334 -237.33 176.102 -330.22 CSA12 BAO Combination 87.9 -150.34 180.822 396.838 CSA12 BAO Combination -11.39 165.18 -39.207 -190.93

MSA7 BAO Combination 88.168 -151.28 136.988 -244.51 MSA8 BAO Combination 32.597 -558.03 206.407 1021.72 MSA8 BAO Combination 88.793 -1496.8 424.091 -351.52 MSA9 BAO Combination 119.252 458.761 277.976 1044.14 MSA9 BAO Combination -15.567 249.978 298.873 -231.62

TÍNH TOÁN MÓNG LÕI THANG M6

4.21.7 Lựa chọn giải pháp móng

Với móng lõi thang, phương án móng bè trên nền cọc được lựa chọn để đảm bảo sự ổn định và an toàn cho công trình Do khoảng cách giữa hai lõi trên mặt bằng khá gần, chỉ 3m, nên việc thiết kế đài bè chung cho cả hai lõi là giải pháp tối ưu, đồng thời cũng giúp tận dụng không gian hiệu quả vì nếu tách riêng ra sẽ không đủ không gian để bố trí cọc.

Thiết kế mặt đài trùng mặt sàn hầm tại code -3.300m, đáy đài tại code -4.900m Chiều cao đài 1.6m

4.21.8 Xác định nội lực dùng để tính toán móng

Tải trọng tính toán được sử dụng để tính toán nền móng theo tiêu chuẩn thiết kế hiện hành Do vị trí 2 lõi công trình nằm quá gần nhau, việc thiết kế một móng chung cho cả 2 lõi là cần thiết Để thực hiện điều này, tải trọng tính toán được lấy từ phần mềm Etabs bằng cách gán Pier (P1) chung cho cả 2 lõi, giúp đơn giản hóa quá trình thiết kế và đảm bảo tính chính xác của kết quả.

Bảng 0.32 – Tổ hợp tải trọng tính toán lõi công trình

Tải trọng tiêu chuẩn được áp dụng để tính toán nền móng theo tiêu chuẩn thiết kế hiện hành Theo quy phạm, tải trọng tiêu chuẩn có thể được xác định bằng cách chia tải trọng tính toán cho hệ số vượt tải trung bình, thường là n = 1.15.

Bảng 0.33 – Tổ hợp tải trọng tiêu chuần lõi công trình

4.21.9 Cấu tạo cọc và đài cọc

Sử dụng cùng loại cọc với móng khung

Bê tông cấp độ bền B40 (R b = 22 MPa) Cốt thép chịu lực AIII (R s = 365 MPa) Cốt thép đai AI (R s = 225 MPa)

Cọc được chọn là cọc ép, có kích thước 500x500 mm

Dự kiến cọc được ngàm vào lớp đất khá tốt (lớp 4) một khoảng 4m Do đó chiều sâu mũi cọc tính từ lớp đất tự nhiên 1.3 + 12.2 + 9.5 + 7.4+ 4.0 = 34.4m

Hình 0.31 – Mô hình bè cọc bằng phần mềm safe

4.21.11.1 Kiểm tra với tổ hợp Nmax và các thành phần tương ứng

 Dùng phần mềm Safe mô hình đài móng bè cọc, tải trọng xuất từ Etabs Độ cứng lò xo cọc i i i

Pi – Phản lực đầu cọc thứ i  thiên về an toàn lấy P i  Q TK a  1600kN

Độ lún của cọc thứ i, thường được tính bằng độ lún đàn hồi, thường được lấy bằng (0.4÷0.6) lần độ lún lâu dài của cọc Trong trường hợp này, độ lún đàn hồi của cọc được tính bằng 0,5 lần độ lún lâu dài, cho kết quả là S i = 0,5 x 4 = 2cm.

 Điều kiện kiểm tra: max   a min p TLBTcoc Q p 0

  Chiều cao đài được giả thiết ban đầu h đ = 1.6 m

Bảng 0.34 – Phản lực đầu cọc

Node Point OutputCase CaseType Fx Fy Fz Mx My Mz

Text Text Text Text kN kN kN kN-m kN-m kN-m

Hình 0.32 – Kiểm tra phản lực đầu cọc bằng phần mềm Safe 12.3.0

4.21.11.2 Kiểm tra áp lực đất dưới đáy khối móng quy ước

Góc ma sát trung bình của các lớp đất theo chiều dài cọc

 Trọng lượng khối móng quy ước Khối lượng đất trong móng quy ước: i i

G 1  A qu   h  374.38 499   186816 kN Khối lượng đất bị cọc và đài chiếm chổ: p i i dai

Khối lượng cọc và đài bê tông

Trọng lượng khối móng quy ước:

 Kiểm tra điều kiện làm việc đàn hồi của khối móng qui ước Tải trọng quy về đáy khối móng quy ước tc

       tc tc tc xqu ytc tc 2 max qu x y

GVHD: Th.S NGUYỄN THANH TÚ - 146 - SVTH: TRẦN HOÀI THUẬN tb tc 2 tc 2 max tc 2 min p 753kN / m R 1439kN / m p 776 kN / m 1.2R 1727kN / m p 731kN / m 0

Lớp đất dưới đáy móng có thể được coi là làm việc đàn hồi, cho phép tính toán độ lún của nền dựa trên quan niệm nền biến dạng tuyến tính.

 Ứng suất gây lún tại đáy khối móng quy ước gl tc bt 2 z 0  p tb 745 448 297 kN / m

 Độ lún móng bè cọc (mục H.4.2 – TCXD 205:1998)

Trong đó: p – Áp lực trung bình lên nền ở đáy đài

B – chiều rộng hoặc đường kính móng

E – Môđun biến dạng trung bình của lớp chịu nén dưới mặt mũi cọc với chiều dày bằng B:

E 1 , E 2 , E i – Môđun biến dạng của lớp 1, 2 và lớp i

 E 1 = 12420 kN/m 2 , E 2 = 13920 kN/m 2 h 1 , h 2 ,h i – Chiều dày của lớp 1, 2 và lớp i  h 1 = 0.3m, h 2 = 16.28m k 1 , k 2 , k i – Hệ số kể đến độ sâu của lớp lấy theo bảng H.1 tùy theo độ sâu đáy lớp Tra bảng H.1 – TCXD 205:1998  k 1  1; k 2  0.4

 Độ lún tổng cộng S = 4cm < [S]m, đảm bảo độ lún cho phép

Xem bè cọc như một sàn phẳng lật ngược với các cột là các cọc, giúp chia dãy trên cột và dãy giữa nhịp để xác định nội lực và tính toán cốt thép cho đài móng một cách chính xác và hiệu quả.

Thiên về an toàn, lấy nội lực lớn nhất của tổ hợp BAO để thiết kế thép

Dùng phần mềm Safe 12.3.0 để mô hình và chia dãy như sau

CSB1 BAO Combination 220.584 196.413 -184.86 1728.29 CSB1 BAO Combination -66.141 508.286 114.681 -148.39 CSB3 BAO Combination 317.08 -73.182 -212.25 2546.79 CSB3 BAO Combination -6.738 1029.04 127.792 -183.66

The CSB series, including CSB4, CSB5, CSB6, CSB7, CSB8, CSB9, CSB10, and CSB12, showcases a range of BAO Combination values Notably, CSB4 BAO Combination yields 227.569 and -146.54, while CSB5 BAO Combination results in -87.057 and -142.45 In contrast, CSB6 BAO Combination produces 106.882 and -180.59, and CSB7 BAO Combination generates 62.765 and 69.8957 Additionally, CSB8 BAO Combination reports 54.381 and -437.58, and CSB9 BAO Combination yields 67.344 and 146.085 Furthermore, CSB10 BAO Combination produces 104.901 and 27.8158, and CSB12 BAO Combination results in 64.368 and -90.213 These BAO Combination values vary significantly across the CSB series, indicating diverse outcomes for each combination.

CSB14 BAO Combination 266.873 -1340.3 -0.0997 2031.24 CSB14 BAO Combination -30.794 421.301 71.9387 -10.833 CSB15 BAO Combination 178.147 134.505 155.302 1405.07 CSB15 BAO Combination -10.275 26.424 -18.599 -10.718 MSB1 BAO Combination 397.178 -1748 -175.73 1740.12

MSB5 BAO Combination -3.641 31.594 195.097 -0.8502 MSB6 BAO Combination 55.241 -60.806 60.0798 1109.51

The MSB8 BAO Combination shows a significant variation in values, ranging from 129.57 to -270.5 and 1281.4, with corresponding changes of -5.128 to -134.75 and -13.604 In contrast, the MSB9 BAO Combination presents a notable shift, with values spanning from 15.545 to 155.154 and 1714.49, accompanied by changes of -2.023 to -115.6 and -9.3729 The MSB10 BAO Combination displays a mix of positive and negative values, including 142.432, -98.286, and 1501, with corresponding changes of -6.433, -13.727, and 230.152 The MSB11 BAO Combination exhibits a predominantly positive trend, with values such as 207.664, -52.812, and 1936.82, accompanied by changes of -5.637, -11.373, and -79.208 Lastly, the MSB12 BAO Combination presents a substantial range of values, including 278.028, -258.4, and 2317.68, with corresponding changes of -2.164, -28.904, and 131.44.

Bảng 9.48: Nội lưc theo phương X

CSA5 BAO Combination 448.209 -189.9 14.7781 338.587 CSA5 BAO Combination -412.68 400.18 125.392 -2319.1 CSA6 BAO Combination 623.943 2839.88 -49.543 1475.4

CSA7 BAO Combination 64.435 -308.2 322.223 1031.41 CSA7 BAO Combination -125.87 -618.5 200.892 -2352.6 CSA8 BAO Combination 226.658 -124.27 132.389 681.807 CSA8 BAO Combination -18.596 -298.68 -54.471 -2431.3 CSA9 BAO Combination 208.879 -287.31 -25.124 836.888 CSA9 BAO Combination -99.761 -533.9 -457.05 -2247.1 CSA10 BAO Combination 678.224 -1625.8 -41.131 1053.84 CSA10 BAO Combination -307.09 402.388 -458.56 -2316.7

The BAO Combination results for various CSA and MSA models show a wide range of values For instance, the CSA11 BAO Combination yields values of -405.97, 365.96, -289.31, and -2147.3, while the MSA1 BAO Combination results in 527.29, -685.88, 82.1813, and 516.395 Other MSA models, such as MSA2, MSA3, MSA4, MSA5, and MSA6, also display varying values, including both positive and negative numbers Notably, the MSA4 BAO Combination shows a significant positive value of 922.467, whereas the MSA5 BAO Combination has a substantial negative value of -521.33.

Hình 0.38 – Mặt cắt móng M6 theo phương dài

Hình 0.39 – Mặt cắt móng M6 theo phương ngắn

DANH MỤC TÀI LIỆU THAM KHẢO

1 Bộ Xây dựng (2007), TCXDVN 5574 : 2012 Kết cấu bê tông và bê tông cốt thép – Tiêu chuẩn thiết kế, NXB Xây dựng, Hà Nội

2 Bộ Xây dựng (2007), TCVN 2737 : 1995 Tải trọng và tác động – Tiêu chuẩn thiết kế, NXB Xây dựng, Hà Nội

3 Bộ Xây dựng (2007), TCVN 9386-2012 Thiết kế công trình chịu động đất, NXB Xây dựng, Hà Nội

4 Bộ Xây dựng (2007), TCXD 198 : 1997 Nhà cao tầng – Thiết kế bê tông cốt thép toàn khối

5 Bộ Xây dựng (2014), TCVN 10304 : 2014 Móng cọc – Tiêu chuẩn thiết kế

6 Bộ Xây dựng (2012), TCVN 9362 : 2012 Tiêu chuẩn thiết kế nền nhà và công trình

7 Bộ Xây dựng (2012), TCVN 9395 : 2012 Cọc khoan nhồi thi công và nghiệm thu

8 Bộ Xây dựng (2008), Cấu tạo bê tông cốt thép, NXB Xây dựng

9 Ngố Thế Phong, Nguyễn Đình Cống (2008), Kết cấu bê tông cốt thép 1 (Phần cấu kiện cơ bản), NXB Khoa học Kỹ thuật

10 Bộ Xây dựng, Hướng dẫn thiết kế kết cấu nhà cao tầng bê tông cốt thép chịu động đất theo TCXDVN 375 : 2006, NXB Xây dựng

11 Nguyễn Đình Cống (2008), Tính toán thực hành cấu kiện bê tông cốt thép theo TCXDVN 356 -2005 (tập 1 và tập 2), NXB Xây dựng Hà Nội

12 Vũ Mạnh Hùng (2008), Sổ tay thực hành Kết cấu Công trình, NXB Xây dựng

13 Châu Ngọc Ẩn (2005), Nền móng, NXB Đại học Quốc gia TP Hồ Chí Minh

Và một số video hướng dẫn của thầy Lê Phương trên youtube

SƠ ĐỒ KẾT CẤU VỀ CÔNG TRÌNH 2

1.1 Tổng quan 2 1.2 Chiều cao công trình 3 1.3 Tính toán dao động công trình 4 1.3.1 Thông số tính gió động 4 1.3.2 Kết quả tính toán gió động 7 1.4 Tính toán động đất công trình 7

PHỤ LỤC 2: KẾT QUẢ TÍNH TOÁN CỐT THÉP SÀN 14

2.1 Mô hình sàn 14 1.5 Kết quả tính thép sàn 16

3.1 Mô hình 21 3.2 Đánh giá sơ bộ kết quả mô hình ETABS 21 3.3 Kết quả tính thép dầm tầng điển hình 24 3.4 Kết quả tính toán thép cột 26

PHỤ LỤC 4: THIẾT KẾ LÕI CÔNG TRÌNH 43 ĐH SƯ PHẠM KỸ THUẬT TP.HCM THUYẾT MINH ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP

SƠ ĐỒ KẾT CẤU VỀ CÔNG TRÌNH

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

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

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

- Một phần thông tin về nội lực thiết kế các cấu kiện, dầm sàn cột vách

Hình 1.1 - Mô hình công trình

Bảng 1.1 - Chiều cao công trình

 Tầng hầm: là khu vực đậu, đỗ xe

 Tầng 1: là trung tâm thương mại

 Tầng 2 - tầng 14: là căn hộ cho thuê

 Tầng 15: tầng mái ĐH SƯ PHẠM KỸ THUẬT TP.HCM THUYẾT MINH ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP

1.3 Tính toán dao động công trình

1.3.1 Thông số tính gió động

Bảng 1.1 - Tọa độ tâm cứng tâm khối lượng và tâm hình học

Story Diaphragm MassX MassY XCM YCM XCCM YCCM XCR YCR TANG MÁI D1 173.6 173.6 23.9 14.2 23.9 14.2 23.7 11.8 STORY14 D1 1412.6 1412.6 23.9 14.3 23.9 14.3 23.7 11.9 STORY13 D1 1602.4 1602.4 23.9 14.3 23.9 14.3 23.6 11.9 STORY12 D1 1603.5 1603.5 23.9 14.3 23.9 14.3 23.6 11.9 STORY11 D1 1603.5 1603.5 23.9 14.3 23.9 14.3 23.6 11.9 STORY10 D1 1602.4 1602.4 23.9 14.3 23.9 14.3 23.5 11.9 STORY9 D1 1602.4 1602.4 23.9 14.3 23.9 14.3 23.5 11.9 STORY8 D1 1604.7 1604.7 23.9 14.3 23.9 14.3 23.4 11.9 STORY7 D1 1609.0 1609.0 23.9 14.3 23.9 14.3 23.4 12.0 STORY6 D1 1610.7 1610.7 23.9 14.3 23.9 14.3 23.3 12.0 STORY5 D1 1610.7 1610.7 23.9 14.3 23.9 14.3 23.3 12.1 STORY4 D1 1614.2 1614.2 23.9 14.3 23.9 14.3 23.2 12.3 STORY3 D1 1618.3 1618.3 23.9 14.3 23.9 14.3 23.2 12.5 STORY2 D1 1662.3 1662.3 23.9 14.3 23.9 14.3 23.2 12.9 TANG TRET D1 1664.5 1664.5 23.9 14.3 23.9 14.3 23.5 13.9

Bảng 1.2 - Thống kê các dạng dao động Mode

Chu kỳ Tần số UX UY RZ SumUX SumUY SumRZ

Bảng 1.3 - Bảng giá trị tính toán thành phần động của tải trọng gió theo phương X

Bảng 1.4 - Bảng giá trị tính toán thành phần động của tải trọng gió theo phương Y

(kN) ĐH SƯ PHẠM KỸ THUẬT TP.HCM THUYẾT MINH ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP

1.3.2 Kết quả tính toán gió động

Bảng 1.5 - Kết quả tính toán gió động và gió tĩnh

Tầng Thành phần gió tĩnh Thành phần gió động

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

1.4 Tính toán động đất công trình

Bảng 1.6 - Các thông số dẫn xuất

- Địa điểm xây dựng: Tỉnh, thành: TP.HCM

- Hệ số tầm quan trọng: γ 1 = 1.00

- Đặc điểm kết cấu: Cấp dẻo DCM

Loại kết cấu: Hệ khung, hoặc tương đương khung k w = 1.00 ĐH SƯ PHẠM KỸ THUẬT TP.HCM THUYẾT MINH ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP

Bảng 1.7 – Các thông số dẫn xuất

Thông số Ký hiệu Giá trị Đơn vị Ghi chú

- Gia tốc nền quy đổi a gRo 0.0846 Bảng tra Phụ lục I

- Gia tốc nền a gR 0.8299 m/s 2 a gR = a gRo g

- Gia tốc nền thiết kế a g 0.8299 m/s 2 a g = a gR g 1

- Thông số xác định phổ S 1.15

- Hệ số xác định cận dưới b 0.2

Bảng 1.8 – Giá trị động đất theo phương X dạng dao động 1 (Mode 1)

Giá trị phổ phiết kế, S d (m/s 2 ) 0.2824

STT Tầng m k (kN) F j m k F kj m k F kj 2 F Xi

STT Tầng m k (kN) F j m k F kj m k F kj 2 F Xi (kN)

SUM 14370.65 -44.2278 0.7400 381.5 ĐH SƯ PHẠM KỸ THUẬT TP.HCM THUYẾT MINH ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP

Bảng 1.12 – Giá trị động đất theo phương Y dạng dao động 1 (Mode 2)

12 Tầng 12 1021.71 -0.0024 -2.4521 0.0059 179.7 ĐH SƯ PHẠM KỸ THUẬT TP.HCM THUYẾT MINH ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP

SUM 14370.65 29.7973 1.0009 60.7 ĐH SƯ PHẠM KỸ THUẬT TP.HCM THUYẾT MINH ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP

PHỤ LỤC 2: KẾT QUẢ TÍNH TOÁN CỐT THÉP SÀN 2.1 Mô hình sàn

Hình 2.1 – Mô hình sàn bằng phần mềm Safe v12.3.0

Hình 2.3 – Chia dãy theo phương Y ĐH SƯ PHẠM KỸ THUẬT TP.HCM THUYẾT MINH ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP

1.5 Kết quả tính thép sàn

Bảng 2.1 - Kết quả tính thép theo phương x

4 -76.878 5000 140 -0.054 -0.053 293.164 10a200 393 0.056 ĐH SƯ PHẠM KỸ THUẬT TP.HCM THUYẾT MINH ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP

Bảng 2.2 – Kết quả tính thép theo phương y

6 A -37.69 2500 140 -0.05 -0.05 287.6 10a200 393 0.11 ĐH SƯ PHẠM KỸ THUẬT TP.HCM THUYẾT MINH ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP

PHỤ LỤC 3: KHUNG TRỤC 5 3.1 Mô hình

Hình 3.1 – Mô hình Etabs 3.2 Đánh giá sơ bộ kết quả mô hình ETABS ĐH SƯ PHẠM KỸ THUẬT TP.HCM THUYẾT MINH ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP

Hình 3.2 – Biểu đồ môment tổ hợp BAO

GVHD: Th.S NGUYỄN THANH TÚ - 24 - SVTH: TRẦN HOÀI THUẬN MSSV: 15149197

3.3 Kết quả tính thép dầm tầng điển hình

Bảng 3.1 - Kết quả tính toán cốt thép dầm

BAO MAX 350 700 50 650 195.169 3152.44 0.013 0.013 8.28 0.36 3ỉ 20 9.42 0.41 BAO MIN 350 700 50 650 -294.019 3152.44 0.117 0.125 13.22 0.58 3ỉ 22 + 2ỉ 20 17.69 0.78 BAO MIN 350 700 50 650 -346.859 3152.44 0.138 0.149 15.80 0.69 3ỉ 22 2ỉ 20 17.69 0.78 B3

BAO MAX 350 700 50 650 259.597 3152.44 0.017 0.017 11.04 0.49 4ỉ 20 12.57 0.55 BAO MIN 350 700 50 650 -471.648 3152.44 0.188 0.210 22.21 0.98 4ỉ 22 + 2ỉ 22 22.81 1 BAO MIN 350 700 50 650 -465.345 3152.44 0.185 0.206 21.87 0.96 4ỉ 22 + 2ỉ 22 22.81 1 B7

BAO MAX 350 600 50 550 118.835 2604.19 0.011 0.011 5.95 0.31 2ỉ 20 6.28 0.33 BAO MIN 350 600 50 550 -225.658 2604.19 0.125 0.134 12.05 0.63 4ỉ 20 12.57 0.65 BAO MIN 350 600 50 550 -227.515 2604.19 0.126 0.136 12.16 0.63 4ỉ 20 12.57 0.65

B5 BAO MAX 350 700 50 650 436.374 3152.44 0.028 0.029 18.66 0.82 4ỉ 25 19.63 0.86 BAO MIN 350 700 50 650 -545.177 3152.44 0.217 0.247 26.22 1.15 4ỉ 25 + 2ỉ 22 27.24 1.2 do an

BAO MAX 350 700 50 650 360.365 3152.44 0.023 0.024 15.37 0.68 3ỉ 22 + 2ỉ 20 17.69 0.78 BAO MIN 350 700 50 650 -364.534 3152.44 0.145 0.157 16.68 0.73 4ỉ 25 19.63 0.86 BAO MIN 350 700 50 650 -510.125 3152.44 0.203 0.229 24.28 1.07 4ỉ 25 + 2ỉ 22 27.24 1.2 B9

3.4 Kết quả tính toán thép cột

Bảng tổng hợp nội lực cột

STORY11 C3 BAO MIN 1.3 -2909.4 -246.5 57.1 -0.1 20.3 -84.4 do an

STORY6 C3 BAO MAX 0 -5722.5 -165.2 104.8 0.2 173.7 -268.6 do an

STORY2 C3 BAO MAX 3.5 -8703.4 -85.5 77.6 0.1 -78.9 150.8 do an

STORY12 C4 BAO MIN 1.3 -2120.9 -262.6 -73.7 -0.1 -25.0 -87.7 do an

STORY7 C4 BAO MAX 0 -4945.6 -176.6 -55.7 0.2 -92.6 -290.0 do an

STORY3 C4 BAO MAX 2.6 -7793.6 -134.5 -67.5 0.2 85.9 166.2 do an

STORY13 C10 BAO MIN 1.3 -814.3 154.6 -189.7 -0.1 -75.8 56.3 do an

STORY8 C10 BAO MAX 0 -2618.0 215.1 -157.7 0.1 -255.4 338.4 do an

STORY4 C10 BAO MAX 2.6 -4263.7 136.2 -151.2 0.1 185.1 -99.5 do an

STORY14 C13 BAO MIN 1.3 -378.1 187.7 197.0 -0.1 30.7 41.6 do an

STORY9 C13 BAO MAX 0 -2202.6 164.7 189.5 0.1 307.6 259.5 do an

STORY5 C13 BAO MAX 2.6 -3796.8 154.6 196.3 0.1 -144.3 -108.4 do an

TANG TRET C13 BAO MIN 1.3 -6654.0 15.5 67.0 0.0 -69.2 -46.3 do an

Bảng 3.2 - Bảng tính toán cốt thép cột C3

Dự án căn hộ San Thuong C3 là một lựa chọn lý tưởng cho những người đang tìm kiếm một không gian sống hiện đại và tiện nghi Với nhiều lựa chọn diện tích khác nhau, từ 50 đến 157,08 m2, dự án này đáp ứng được nhu cầu của nhiều gia đình và cá nhân Các căn hộ được thiết kế với nhiều tiện ích như phòng khách, phòng ngủ, phòng tắm, và ban công, mang lại một không gian sống thoải mái và tiện nghi Ngoài ra, dự án còn cung cấp nhiều tiện ích chung như khu vực sinh hoạt cộng đồng, khu vực thể thao, và hệ thống an ninh hiện đại, giúp cho cuộc sống của cư dân trở nên an toàn và thoải mái hơn.

Dự án San Thượng C10 là một dự án bất động sản quy mô lớn, bao gồm nhiều căn hộ và tiện ích hiện đại Dự án này có nhiều ưu điểm nổi bật, bao gồm vị trí đắc địa, thiết kế hiện đại, và hệ thống tiện ích hoàn chỉnh Cụ thể, dự án San Thượng C10 có diện tích xây dựng lên đến 2310m2, với mật độ xây dựng là 500m2, và chiều cao tối đa là 50 tầng Dự án này cũng có nhiều tiện ích như hồ bơi, sân tennis, và khu vực thương mại.

Tiêu đề	Thiết Kế Khu Căn Hộ Phức Hợp Thương Mại Dịch Vụ Mỹ Thành
Tác giả	Trần Hoài Thuận
Người hướng dẫn	Th.S. Nguyễn Thanh Tú
Trường học	Đại Học Sư Phạm Kỹ Thuật Thành Phố Hồ Chí Minh
Chuyên ngành	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	206
Dung lượng	7,3 MB