Chung cư an phú

Kết cấu - Mô hình, phân tích, tính toán, thiết kế sàn tầng điển hình Phương án sàn dầm; - Mơ hình, phân tích, tính tốn, thiết kế cầu thang điển hình; - Mô hình, phân tích, tính toán, thi

Giới thiệu về công trình

 Ngày nay, tỷ lệ dân nhập cư ở thành phố Hồ Chí Minh ngày càng tăng, vì thành phố này là vùng trọng điểm kinh tế trên cả nước, cơ hội việc làm cao nên người dân ở khắp nơi trên đất nước đổ xô về để tìm kiếm việc làm Chính vì điều đó mà vấn đề nhu cầu về chỗ ở là rất cần thiết Với những người có thu nhập khá thì muốn có một chỗ ở tốt hơn những nơi như trọ và mua nhà là một điều khá khó khăn, vì nhu cầu mua nhiều nên giá đất ở đây không ngừng tăng Để giải quyết vấn đề này thì các nhà đầu tư quyết định đầu tư vào các chung cư cao tầng từ bình dân cho đến cao cấp phù hợp với mọi đối tượng mà giá trị của nó đáp ứng được với mức thu nhập của những người lao động

 Công trình tọa lạc tại trung tâm khu đô thị mới, Thảo Điền, Quận 2 Công trình nằm ở vị trí thoáng và đẹp, với những kết hợp có tính sáng tạo mới mẻ đã tạo nên sự hài hòa hợp lý và hiện đại cho tổng công trình

 Công trình nằm trên trục đường giao thông chính thuận lợi cho việc cung cấp vật tư và đi lại của người dân Nằm bên bờ sông Sài Gòn thơ mộng, nên những công trình ở đây càng ngày càng phải triển về cơ sở hạ tầng và không ngừng khẳng định vị thế của mình

 Khu đất xây dựng công trình là một chảo bùn theo sông Sài Gòn tụ về, việc thiết kế móng và thi công cho công trình này là khá khó khăn

Hình 1 1 Mặt bằng tầng hầm

SVTH : TRẦN KHẮC SINH 2 MSSV: 19149322

Hình 1 2 Mặt bằng tầng trệt

Hình 1 3 Mặt bằng tầng điển hình

Hình 1 4 Mặt đứng công trình

Hình 1 5 Mặt cắt công trình

Về giải pháp kiến trúc

Mặt bằng và phân khu chức năng

Mặt bằng của công trình hình chữ nhật rất tiện cho việc thiết kế kiến trúc và cảnh quan, với diện tích đất xây dựng là 2121 m2 đất, với chiều dài là 52.90 m, chiều rộng là 40.10 m

Công trình bao gồm 21 tầng (kể cả tầng mái, tầng trệt và tầng lửng tính 2 tầng) và một tầng hầm Mặt sàn tật trệt được đặt tại cao độ ±0.000 m Mặt đặt tự nhiên tại cao độ -1.500 m., mặt sàn tầng hầm được đặt tại cao độ -3.000 m Chiều cao công trình tính từ mặt đất tự nhiên là 76.00 m

Về tầng hầm : thang máy được bố trí ở giữa, ô tô đậu xung quanh, các hệ thống kỹ thuật như bể chứa nước sinh hoạt, trạm bơm, trạm xử lí nước thải được bố trí một cash hợp lý giảm tối thiểu về chiều dài ống dẫn Tầng hầm có bố trí thêm các bộ phân kĩ thuật như hệ thống thông gió, trạm cao thế, hạ thế

Tầng trệt và tầng lửng : là siêu thị phục vụ nhu cầu mua bán, các dịch vụ, các phòng sinh hoạt cộng đồng cho thuê đề tổ chức sự kiện,…

Tầng kỹ thuật : để bố trí các phương tiện kỹ thuật, thiết bị thông tin, …

Từ tầng 3 – 18 : là các căn hộ để phục vụ nhu cầu ở.

Hệ thống giao thông

Hệ thống giao thông ngang là hành lang, hệ thống giao thông đứng là thang máy và thang bộ, hệ thống thang máy có 3 thang : 2 thang chính và một thàng vận chuyển hàng hóa (nếu có hàng hóa còn không thì vẫn vận chuyển người, thang có kích thước lớn hơn 2 thang còn lại) Thang được bố trí ở giữa nhà đối xứng với nhau, những căn hộ bố trí quanh lõi, phân cách bỡi hành lang nên đảm bảo độ thông thoáng.

Hệ thống điện

Tiếp nhận điện chung từ khu đô thị qua bộ phận trạm hạ thế ở chung cư Từ đây điện được phân chia đến khắp công trình thông qua mạng lưới điện nội bộ

Ngoài ra khi bị mất điện thì vẫn có máy phát điện ở tầng hầm để đảm bảo hệ thống thang máy và điện hành lang không bị tắt

Nguồn nước được lấy từ hệ thống cấp nước khu vực dẫn vào bể chứa ở tầng hầm rồi dùng hệ thống bơm tự động lên bể nước mái và cấp cho từng căng hộ thông qua hệ thống gen của công trình Nước thải của chung cư chũng đi qua hệ thống gen của công trình xuống bể nước thải và qua xử lý sẽ đẩy vào hệ thống thoát nước chung của khu vực

Nước dùng cho chữa cháy cũng được dẫn qua đường ống thống qua hệ thống gen dẫn đến các căn hộ và hệ thống nước chửa cháy ở tầng hầm Nước cấp cho chữa cháy cũng được tính toán hợp lý để đảm bảo cho tình huống xấu xảy ra.

Hệ thống gió chiếu sáng

Hệ thống thông gió ở tầng hầm trang bị hệ thống thông gió nhân tạo gồm những chiếc quạt lớn để hút khí từ bên ngoài vào cung cấp chu khu tầng hầm để đảm bảo yếu tố thông thoáng cho khu tầng hầm

Hệ thống thông gió cho khu vực lang được trang bị hệ thống thông gió tự nhiên

Các phòng ngủ ở những vị trí thông thoáng bên ngoài có thể lấy ánh sáng trực tiếp, còn phòng bếp và nhà vệ sinh sẽ lấy anh sáng gián tiếp thông qua hệ thống phòng ngủ Ngoài ra, công trình này, còn thiết kế them giếng trời để lấy ánh sáng cho khu vực hành lang của từng tầng

Hệ thống chiều sáng đường nội bộ công trình : lắp các cột đèn đường cảm biến ánh sáng để chiếu sáng cho công trình.

Hệ thống chữa cháy thoát hiểm

Dọc hành lang đều có bố trí các hộp chống cháy bằng bình khí CO2, các tầng lầu đêu có cầu thang bộ đảm bảo cho nhu cầu thoát hiểm, Ngoài ra mỗi căng hộ đề có hệ thống cảm biến chữa cháy, khi có hỏa hoạn xảy ra nước sẽ lập tức được phun ra.

Hệ thống rác

Rác thải ở mỗi tầng được đồ vào các gen rác và đưa xuống hầm Gian chứa rác được thiết kế kín đảo để tránh gây bốc mùi ô nhiễm môi trường.

Về giải pháp kết cấu

Hệ chịu lực kết cấu chính

Công trình sử dụng kết cấu vách chịu lực là một hệ thống vừa làm nhiệm vụ chịu cả tải trọng đứng và tải trọng ngang Ưu điểm của kết cấu vách là làm tiết kiệm được không gian và linh hoạt trong việc thiết kế kiến trúc, giúp tăng khẩu độ vượt nhịp, giảm tác động của ngoại lực.Nhược điểm là cần đơn vị thi công có tay nghề cao, đòi hỏi các bước tính toán kỹ thuật cụ thể, kết cấu phức tạp thi công khó Nhưng kết cấu vách có khả năng chịu động đất tốt, tuy ở Việt Nam ít xảy ra động đất nhưng cũng cần phải tính toán thật kĩ để tránh tình huống xấu nhất xảy ra Vì vậy đẩu là giải pháp kết cấu được chọn sử dụng cho công trình.

Hệ kết cấu sàn

Trong công trình hệ sàn có ảnh hưởng rất lớn đến sự làm việc của kết cấu Việc lựa chọn phương án sàn hợp lý rất là quan trọng Chính vì thế, ta cần phải có sự phân tích đúng đắng để lựa chọn ra phương án phù hợp với với kết cấu của công trình Sàn bê tông toàn khối là phương án được lựa chọn để thiết kế cho công trình này Vì nhịp lớn nên phương án này đủ điều kiện để hệ chịu lực tốt và việc tính

SVTH : TRẦN KHẮC SINH 7 MSSV: 19149322 toán hay thi công cũng dễ dàng hơn Nhưng bên cạnh đó cũng có những điểm hạn chế, sàn có dầm sẽ để lộ ra những phần dầm làm mất đi tính thẩm mỹ của công trình vì thế những sàn ở khu trung tâm thương mại, sẽ đóng trần thạch cao che đi khuyết điểm trên Có một phương án dự phòng khác đảm bảo tính thẩm mỹ là thiết kế sàn không dầm, nhưng sàn này phải trải qua một quá trình tính toán phức tạp và có chiều dày sàn lớn điều này sẽ ảnh hưởng đến chiều cao của công trình Vì vậy dù là phương án nào cũng có những mặt hạn chế của nó, khi được tính toán hợp lí về độ chịu lực cũng như thuận lợi về kinh tế thì sẽ được chọn áp dụng

CÁC TIÊU CHUẨN THIẾT KẾ VÀ CHỌN VẬT LIỆU

Các tiêu chuẩn thiết kế

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

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

Tiêu chuẩn thiết kế kết cấu bê tông cốt thép toàn khối TCVN 198:1997

Tiêu chuẩn thiết kế công trình chịu động đất TCVN 9386:2012

Tiêu chuẩn thiết kế móng cọc TCVN 10304:2014

Tiêu chuẩn về gió động TCVN229:1999

Chọn vật liệu, sơ bộ tiết diện

Chọn bê tông cho vách cột dầm là B30 ta có :

Cường độ chịu nén của bê tông : Rb = 17 MPa

Mô đun đàn hồi của bê tông : E b 32.5 10 3 MPa

Chọn thép cho vách cột dầm CB500-V có :

Cường độ cốt thép dọc : Rs = 435 MPa

Mô đun đàn hồi của cốt thép : E s 20 10 4 MPa

2.2.2 Chọn sơ bộ tiết diện

2.2.2.1 Chọn sơ bộ tiết diện sàn :

Theo công thức kinh nghiệm thì sàn sơ bộ sẽ được chọn như sau : s D h l

(40 – 45 ) đối với sàn bản kê bốn cạnh, bản làm việc 2 phương

D = ( 0.8 – 1.4 ) Phụ thuộc vào tải trọng

L : cạnh ngắn của bản sàn cần xét

Ta chọn bản sàn lớn nhất để đi thiết kế : 10 x 9.6 (m)

Bảng 2 1 Chọn sơ bộ sàn

0.8 – 1.4 9.6 45 17.06 – 29.99 18 Vậy ta chọn chiều cao bản sàn là 180 mm

2.2.2.2 Chọn sơ bộ tiết diện dầm

Theo công thức kinh nghiệm ta chọn sơ bộ dầm như sau :

Trong đó : md = (8 - 12) đối với dầm chính

L : chiều dài dầm đang xét

Bảng 2 2 Chọn sơ bộ dầm l d (m) m d h d (cm) h dc (cm) b d (cm) b dc (cm)

2.2.2.3 Chọn sơ bộ tiết diện vách

Chọn bề dày vách tường là tv1 = 400 (mm), tv2 = 300 (mm)

Chọn bề dày vách lõi thang máy và vách thang bộ là tlt = 300 (mm)

Công thức chọn sơ bộ vách : b b

K : là hệ số kể đến mô mên uốn k = 1.3

N Tổng tải trọng tác dụng lên vách đang xét N m q F .

F : diện tích truyền tải của sàn vào cột q : tải trọng tương đương trên mỗi mét vuông sàn gồm tải thường xuyên và tạm thời, trọng lượng tường cột, theo kinh nghiệm với bề dày sàn 15 – 20 cm có ít ường và kích thường tường cột là trung bình thì lấy q = 14 kN/m 2 m : số tầng trên cấu kiện đang xét

Bảng 2 3 chọn sơ bộ tiết diện vách

Tên vách m q F N k Rb Ftinh F c h c b c số tầng (kG/m 2) (m 2 ) (kG) hệ số (kG/Cm 2) (cm 2 ) (cm 2 ) cm cm

TẢI TRỌNG VÀ TÁC ĐỘNG

Tĩnh tải

3.1.1 Tải các lớp cấu tạo sàn

Bảng 3 1 Các lớp cấu tạo sàn tầng điển hình, sàn thương mại, hành lang

Chiều dày γ tải trọng tiêu chuẩn

6 Tổng tĩnh tải hoàn thiện (không kể đến sàn BTCT) 1.54 - 1.862

Bảng 3 2 Các lớp cấu tạo sàn vệ sinh, ban công, mái

Hệ số độ tin cậy

Tải trọng tính toán (kN/m 2 ) (kN/m 3 ) (kN/m 2 )

1 Sàn bê tông cốt thép 25 180 4.5 1.1 4.95

7 Tổng tĩnh tải hoàn thiện (không kể đến sàn BTCT) 1.8 - 2.34

Tải tường xây có hai loại : Tải tường xây tác dụng lên dầm và tải tương xây tác dụng lên sàn Đối với tải tác dụng lên dầm thì ta sẽ gán tải trực tiếp lên dầm Còn đối với tải tường xây tác dụng lên sàn, ta sẽ quy tải tường thành tải phân bố trên sàn theo diện tích của ô sàn, được xác định theo công thức như sau :

S – Diện tích ô sàn tầng điển hình t t t t t

Q L    h  - Trọng lượng tường tác dụng lên ô sàn (kN), Lt – Chiều dài tường, ht – Chiều cao tường ( chiều cao tầng trừ chiều cao sàn ),  t - Trọng lượng riêng gạch tường xây,  t - Chiều dày tường xây

Bảng 3 3 Tải tường tác dụng lên dầm

Tải trọng tiêu chuẩn (kN/m 2 )

Tải trọng tính toán (kN/m 2 )

1 Tường dày 200 mm dầm chính 800 18 200 2600 9.36 1.1 10.296

2 Tường dày 200 mm dầm chính 500 18 200 2900 10.44 1.1 11.484

Bảng 3 4 Tải trọng tường tác dụng lên sàn

Chiều dài tường giữa ô sàn

Tải trọng tiêu chuẩn (kN/m 2 )

Hình 3 1 Tải tường tác dụng lên ô sàn

Hoạt tải

Hoạt tải tiều chuẩn được xác định dựa trên TCVN 2737 – 1995 Tải trọng tạm thời chia làm hai loại : tải tác dụng dài hạn và tải tác dụng ngắn hạn, được trình bày như sau :

Bảng 3 5 Giá trị hoạt tải theo TCVN 2737 - 1995

Giá trị tiêu chuẩn (kN/m 2 )

7 Mái bằng có sử dụng 1.4 2.6 4.0 1.2 1.95

Tải trọng gió

Tải trọng gió tĩnh được tính toán theo TCVN 2737 – 1995

Giá trị tiêu chuẩn thành phần tĩnh tại độ cao Zj được tính như sau :

Wo – Giá trị tiêu chuẩn của áp lực gió tiêu chuẩn lấy theo bản đồ phân vùng trên lãnh thổ Việt Nam, lấy theo bảng 4 và mục 6.4.1 trong TCVN 2737 – 1995

Kzj – Hệ số tính đến sự thay đổi của áp lực gió theo cao độ lấy theo bảng 7 TCVN 2737 – 1995

C là hệ số khí động lấy trong bảng 6 TCVN 2737 – 1995 Đối với mặt đóng gió c = + 0.8, mặt hút gió c = -0.6 Hệ số c tổng cho cả hai mặt là c = 1.4

Gió tĩnh được tính theo công thức W j W tc S j

  - Diện tích mặt đón gió từng tầng

Hj, Hj-1 và L lần lượt là chiều cao tầng thứ j và j-1, bề rộng đón gió

Công trình năm ở Quận 2, tra theo TCVN 2737 -1995 thì khu vực thuộc vùng gió II và địa hình C nên ta có :W o 95 KG/m 2

Bảng 3 6 Kết quả tính toán gió tĩnh theo phương X

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

Bảng 3 7 Kết quả tính toán gió tĩnh theo Phương Y

STT Tầng H (m) Z j (m) k j L xj (m) W yj (kN)

Trong TCXD 229 – 1999, qui định cần tính toán thành phần động của tải trọng gió ứng với s dạng dao động đầu tiên, tần số riêng của của dao động phải thỏa mãn như sau :

Nếu f 1  f L thì thành phần động của tải trọng gió phải kể đến tác dụng của cả xung vận tốc gió và lực quán tính của công trình

Nết f 1  f L thì Chỉ cần kể đến xung vận tốc gió fL được tra trong bảng 2 của TCXD 229 – 1999, giá trí của fL phụ thuộc vào vùng gió và độ giảm lô gia

Hình 3 2 Các dạng dao động của công trình

Hệ số Mass Source: 100% Tĩnh tải +50% Hoạt tải

Sử dụng phần mềm ETABS khảo sát dao động của công trình Đối với thành phần xung của vận tốc gió được tính như sau :

Wj là giá trị tiêu chuẩn thành phần tĩnh của áp lực gió tác dụng lên tầng thứ j của công trình

 i - Hệ số áp lực động của tải trọng gió, ở độ cao tương ứng với tầng j của công trình Tra beo bảng

3 của TCXD 229 -1999 v – hệ số tương quan không gian áp lực động của tảu gió phụ thuộc vào các tham số  , được xác định theo bảng 5 của TCXD 229 -1999

Giá trị tính toán thành phần động của tải trọng gió, Wpji, tác động lên tầng thứ j ứng với dạng dao động thứ i được xác định theo công thức: ij ij

Mj : Khối lượng của tầng thứ J

 i - Hệ số động lực ứng với giao động thứ i

 i - Hệ số ứng với giao động thứ i y ji - Dịch chuyển ngang tỉ đối của trọng tâm tầng thứ j ứng với giao động thứ i

Hệ số đống lực  i được xác định bằng cách tra biểu đồ hình 2 trong TCXD 229 – 1999, Phụ thuộc vào  i và được xác định như sau :

 là hệ số tin cậy của tải trọng gió được lấy bằng 1.2 fi là tần số giao động riêng thứ i

Hệ số  i được xác định bằng công thức sau :

Với WFj là giá trị tính toán thành phần động của tải trọng gió tác dụng lên tầng thứ j ứng với các dạng dao động khác nhaukhi chỉ kể đến ảnh hưởng của xung vận tốc gió

Kết quả phân tích dao động

Bảng 3 8 Chu kì và % khối lượng tham gia dao động

UX UY RZ SumUX SumUY SumRZ

Bảng 3 9 Đánh giá dao động mode có fi < 1.3

Modal 1 2.405 Tính toán theo phương X

Modal 2 2.399 Xoắn thuần túy, không tính

Modal 3 2.100 Tính toán theo phương Y

Bảng 3 10 Kết quả khối lượng tầng tâm hình học và tâm khối lượng

TABLE: Centers of Mass and Rigidity

Story Diaphragm Mass X Mass Y XCM YCM Cumulative

XCCM YCCM XCR YCR ton ton m m ton ton m m m m

STORY23 D1 31.77 31.77133 22.4189 10.2717 31771.33 31771.33 22.4189 10.2717 22.3252 11.1883 STORY22 D1 1290.838 1290.838 22.3788 11.174 1322609 1322609 22.3797 11.1524 22.323 11.1998 STORY21 D1 1385.8 1385.8 22.4272 11.1755 2708409 2708409 22.404 11.1642 22.3288 11.2001 STORY20 D1 1386.623 1386.623 22.4314 11.1755 4095033 4095033 22.4133 11.168 22.3303 11.2004 STORY19 D1 1386.623 1386.623 22.4314 11.1755 5481656 5481656 22.4179 11.1699 22.3308 11.2007 STORY18 D1 1386.623 1386.623 22.4314 11.1755 6868280 6868280 22.4206 11.171 22.3309 11.201 STORY17 D1 1386.623 1386.623 22.4314 11.1755 8254903 8254903 22.4224 11.1718 22.3308 11.2013 STORY16 D1 1386.623 1386.623 22.4314 11.1755 9641527 9641527 22.4237 11.1723 22.3306 11.2017 STORY15 D1 1386.623 1386.623 22.4314 11.1755 11028150 11028150 22.4247 11.1727 22.3304 11.2022 STORY14 D1 1386.623 1386.623 22.4314 11.1755 12414774 12414774 22.4255 11.173 22.3301 11.2026 STORY13 D1 1386.623 1386.623 22.4314 11.1755 13801397 13801397 22.4261 11.1733 22.3298 11.2032 STORY12 D1 1386.623 1386.623 22.4314 11.1755 15188020 15188020 22.4266 11.1735 22.3295 11.2038 STORY11 D1 1386.623 1386.623 22.4314 11.1755 16574644 16574644 22.427 11.1736 22.3291 11.2046 STORY10 D1 1386.623 1386.623 22.4314 11.1755 17961267 17961267 22.4273 11.1738 22.3286 11.2054 STORY9 D1 1386.623 1386.623 22.4314 11.1755 19347891 19347891 22.4276 11.1739 22.3281 11.2065 STORY8 D1 1386.623 1386.623 22.4314 11.1755 20734514 20734514 22.4279 11.174 22.3273 11.2078 STORY7 D1 1386.623 1386.623 22.4314 11.1755 22121138 22121138 22.4281 11.1741 22.3262 11.2094 STORY6 D1 1386.623 1386.623 22.4314 11.1755 23507761 23507761 22.4283 11.1742 22.3248 11.2115 STORY5 D1 1386.623 1386.623 22.4314 11.1755 24894385 24894385 22.4285 11.1743 22.3234 11.2143 STORY4 D1 1381.106 1381.106 22.285 11.1841 26275490 26275490 22.4209 11.1748 22.3245 11.2165 STORY3 D1 1137.687 1137.687 22.3962 11.2256 27413177 27413177 22.4199 11.1769 22.3288 11.2116 STORY2 D1 1204.486 1204.486 22.3954 11.1976 28617662 28617662 22.4189 11.1778 22.3353 11.2014 STORY1 D1 1824.112 1824.112 22.4151 11.3897 30441775 30441775 22.4186 11.1905 22.3901 11.2009

Bảng 3 11 Thông số tính toán cho các mode

Thông số Phương DD Dạng DD f i  i  i  i

Bảng 3 12 Kết quả tính toán tải gió động mode 1

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

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

Bảng 3 13 Tải gió động theo mode 3

STT Tầng Mj (t) zj WFj (kN) yji yjiWFj yji 2Mj

Bảng 3 14 Tổng hợp tải trọng gió

STT Tầng Thành phần gió tĩnh Thành phần gió động

Phương X Phương XX Phương Y Phương

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

STT Tầng Thành phần gió tĩnh Thành phần gió động

Phương X Phương XX Phương Y Phương

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

Tải trọng động đất

Theo TCVN 9386 – 2012, các điều kiện để tính tải trọng động đất bằng phương pháp phân tích tĩnh lực ngang tương đương

Các chu kì có dao động cơ bản T1 theo hai hướng chính nhỏ hơn các giá trị sau :

Với chu kì dao động T1 = 2.413 (s), không thỏa điều kiện thiết kế của phương pháp tĩnh lực nang tương đương Vì vậy , ta cần phải dùng phương pháp phân tích phổ phản ứng dao động

Tính toán động đất theo phương pháp phổ phản ứng dao động Điều kiện xác định số lượng mode được đưa vào tham gia động theo mỗi phương ( Mục 4.3.3.3.1

TCVN 9368 – 2012), chỉ cần thỏa mãn 1 trong 2 điều kiện sau :

Tổng khối lượng hữu hiệu của các dao động được xét chiếm ít nhất 90% tống khối lượng của kết cấu

Tất cả các dạng dao động có khối lượng hữu hiệu lớn hơn 5% của tổng khối lượng được xét đến

Bảng 3 15 Các mode và khối lượng từng mode tham gia dao động

TABLE: Modal Participating Mass Ratios

Case Mode Period UX UY RZ Sum

TABLE: Modal Participating Mass Ratios

Case Mode Period UX UY RZ Sum

3.4.2 Gia tốc nền thiết kế

Theo phụ lục H của TCVN 9386 - 2012, công trình ở Quận 2 – TP HCM, có gia tốc nền 0.0856 a g 

Theo phục lục F “ Phân cấp công trình trong xây dựng “trong TCVN 9386 – 2012 thì công trình được xếp vào công trình cấp I Và theo Phục lục E “ mức độ và hệ số tầm quan trọng” của công trình là  I 1.25

Gia tốc nền thiết kế : a g a R g  I 0.0856g1.250.107g

Theo TCVN 9386 – 2012 thì a g 0.08gphải tinh toán và cấu tạo kháng chấn

Theo phụ lục I của TCVN 9386 -2012, cấp động đất theo thang MSK – 64 công trình có cấp động đất là cấp VII

Căn cư vào Bảng 3.1 “ Các loại nền đất “ TCVN 9386 – 2012, đất nề của công trình là đất nền loại

Căn cứ Bảng 3.2 “ Giá trị của các tham số mô tả các phổ phản ứng đàn hồi “ TCVN 9386 -2012,

Ta được các tham số : S = 1.15; TB = 0.2s, TC = 0.6s; TD = 2.0s

Hệ số ứng xử q các tác dộng của động đất theo phương ngang

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

Trong đó : q o - Giá trị cơ bản của hệ số ứng xử phụ thuộc vào loại hệ kết cấu và tính đều đặn của nó theo mặt đứng

Kw – hệ số phản ánh dạng hoại ohoor biến trong hệ kết cấu có tường

Theo bảng 5.1 “ giá trị cơ bảng của hệ số ứng xử, q o , cho hệ có sự đều đặn theo mặt đứng” Thì công trình thuộc hệ khung, hệ hỗn hợp, hệ tường kép, cấp dộ dẻo kết cấu trung bình nên ta có hệ số q o = 0.3  u / 1

Theo điều 5 của mục 5.2.2.2 khung nhiều tầng nhiều nhịp hoặc kết cấu hỗn hợp tương đương khung / 1

Nên hệ số ứng xử q3.0 1.3 3.9

Hệ số Mass Source (Mục 3.2.4, TCVN 9386 – 2012)

Công trình đang xét gồm các tác động chính là loại A (Bảng 3.4 TCVN 9386 – 2012) và các tầng được sử dụng đồng thời nên   0.8 (Bảng 4.2 TCVN 9386 – 2012)

Hệ số Mass Source: 1TT + 0.80.3 HT

Bảng 3 16 Các Hệ số tính động đất Đại lượng Giá trị Đơn vị

Gia tốc nền thiết kế ag 1.04967 m / s 2

Hệ số tầm quan trọng I 1.25

Hệ số ứng xử theo phương ngang q 3.9

Giới hạn dưới của chu kỳ TB 0.2 s

Giới hạn trên của chu kỳ TC 0.6 s

Giá trị xác định điểm bắt đầu của phần phản ứng TD 2.0 s

Phổ thiết kết Sd(T) Theo phương ngang

Lực cắt đáy do động đất được tính toán theo công thức: Fbi = Sd (Ti) × Wi

Sd (Ti) – Phổ thiết kế

Wi – Trọng lượng hữu hiệu tương ứng với dạng dao động thứ i Wi = %Mass × ∑Wj

Tác động động đất phân phối lên các tầng như sau: ij j ij bi n ij j j 1 y W

Trong đó: yij – Chuyển vị tỷ đối của tầng j ứng với dạng dao động thứ i cho mỗi phương Lấy từ bảng Building Modes

Wj – Khối lượng tầng thứ j

Kết quả tính toán lực cắt đá

Bảng 3 17 Kết quả lực cắt đáy ở Mode 1 (Phương X)

Giá trị phổ thiết kế

Mass Ratio Lực cắt đáy Fb

Các kết quả tính toán lực cắt đáy còn lại (Mode 1 phương X; mode 3 phương Y; mode 5 phương

X; mode 6 phương Y và mode 9 phương X)

Bảng 3 18 Bảng tổng hợp tải Động đất

Tầng Phương X Phương Y DDX DDY

Mode 1 Mode 5 Mode 9 Mode 3 Mode 6 kN kN

STORY22 392.06 -702.62 636.95 1202.89 -123.02 1026.20 1209.16 22.38 11.17 STORY21 404.34 -620.49 463.73 1245.61 -112.65 873.81 1250.69 22.43 11.18 STORY20 387.07 -476.44 220.51 1198.04 -90.84 652.26 1201.48 22.43 11.18 STORY19 368.76 -325.24 -23.82 1146.26 -66.45 492.27 1148.18 22.43 11.18 STORY18 349.42 -170.76 -245.10 1090.71 -40.09 459.71 1091.45 22.43 11.18 STORY17 329.15 -17.69 -419.80 1031.55 -12.70 533.74 1031.63 22.43 11.18 STORY16 307.81 128.75 -528.98 968.76 14.67 625.42 968.87 22.43 11.18 STORY15 285.53 263.43 -561.28 902.64 40.79 682.61 903.56 22.43 11.18 STORY14 262.46 381.20 -514.25 833.59 64.54 691.84 836.09 22.43 11.18 STORY13 238.62 477.60 -395.44 762.04 84.84 664.39 766.74 22.43 11.18 STORY12 214.21 549.07 -221.20 688.39 100.76 629.52 695.73 22.43 11.18 STORY11 189.52 593.11 -14.51 613.36 111.60 622.82 623.43 22.43 11.18 STORY10 164.71 608.62 197.45 537.35 116.91 660.71 549.92 22.43 11.18 STORY9 140.07 595.91 387.42 461.06 116.50 724.45 475.55 22.43 11.18 STORY8 115.92 556.71 531.20 385.47 110.50 778.16 401.00 22.43 11.18

Tầng Phương X Phương Y DDX DDY

Mode 1 Mode 5 Mode 9 Mode 3 Mode 6 kN kN

CHƯƠNG 4 CHƯƠNG 4 KIỂM TRA TRẠNG THÁI GIỚI HẠN II

4.1 Kiểm tra ổn định chống lật

Theo tiêu chuẩn TCVN 198 -1997, Nhà cao tầng bê tông cốt thép phải có tỷ lệ chiều cao chia chiều rộng lơn hơn 5 phải kiểm tra chống lật công trình

Công trình có chiều cao 74.6 (m), chiều rộng của công trình 44.8 (m) 74.6

H/B < 5 nên không cần kiểm tra chống lật cho công trình.

Kiểm tra gia tốc đỉnh

Gió gây chuyển động của tòa nhà có quy luật hình sin với tần số f gần như không đổi, nhưng khi đổi pha, mỗi lượng này liên quan tới hằng số2 f , v  2 fD, a (2 f ) f 2

Phản ứng của con người đối với tòa nhà là một phản ứng tâm sinh lý phức tạp Con người không cảm nhận trực tiếp vận tốc khi vật chuyển động với v = const Tuy nhiên, nếu v ≠ const, tức chuyển động có gia tốc a, con người sẽ bắt đầu cảm nhận chuyển động Nên vì thế chúng ta cần kiểm tra gia tốc đỉnh để kiểm tra tính thoải mái của con người khi ở trong tòa nhà cao tầng

Tính gần đúng (bỏ qua cản), giá trị tính toán của gia tốc đỉnh cực đại sẽ được tính như sau:

   - Với T1 là chu kỳ dao động của mode đầu tiên, T1 = 2.405 (s); fdmax - Chuyển vị lớn nhất do mode dao động đầu tiên gây ra, fdmax = 10.67 (mm) Điều kiện kiểm tra gia tốc đỉnh cực đại: a = 72.83(mm / s ) 2  a 150(mm / s ) 2  (Thoả).

Kiểm tra chuyển vị lệch tầng

Theo TCVN 5574 – 2018, chuyển vị ngang tại đỉnh kết cấu của tòa nhà cao tầng đối với kết cấu khung – vách khi phân tích theo phương pháp đàn hồi phải thỏa mãn điều kiện:

    H , Chỉ kiểm tra đối với những combo có tác dụng của tải trọng gió

Bảng 4 1 Kiểm tra chuyển vị đỉnh

Story Combo Direction Max Displacement

Với Công trình có chiều cao H = 74.6 (m), Chuyển vị đỉnh cho phép của công trình theo 2 phương

X, Y đối với nhà nhiều tầng:

UX,UY   [ ] H / 500149.2(mm)  Thỏa điều kiện cho phép

4.4 Kiểm tra chuyển vị lệch tầng

Theo mục 4.4.3.2 TCVN 9386 – 2012, hạn chế chuyển vị ngang tương đối giữa các tầng đối với các nhà có bộ phận bao che bằng vật liệu giòn có gắn với kết cấu thì d r  0.005h.

Trong đó: là hệ số chiết giảm phụ thuộc vào tầm quan trọng của công trình, hệ số này được tra ở bảng sau:

Bảng 4 2 Hệ số chiếc giảm V

Công trình có tầm quan trọng là công trình cấp I, nên hệ số chiết giảm lấy bằng 0.5

Lấy dữ liệu cột Drift X với Y với giá trị lớn nhất từng tầng Với Drift X = dx/h và Drift Y = dy/h

Bảng 4 3 Kết quả kiểm tra chuyển vị lệch tầng

STT STORY H Dr - X Dr - Y v ΔX ΔY [Δ] CHECK

4.5 Kiểm tra hiệu ứng P – Delta

Mục 4.4.2.2 TCVN 9386 – 2012 quy định, không cần xét tới các hiệu ứng bậc 2 (P - ) nếu tại tất cả các tầng thỏa mãn điều kiện:  (P TOT d ) / (V r TOT h)0.1

 - Hệ số nhạy của chuyển vị ngang tương đối giữa các tầng;

PTOT – Tải trọng đứng ở tại các tầng trên và kể cả tầng đang xét ứng với tải đóng góp vào khối lượng tham gia dao động

VTOT – Tổng lực cắt tầng do động đất gây ra dr – Chuyển vị ngang thiết kế tương đối giữa các tầng h – Chiều cao tầng

Các điều kiện kiểm tra:

(x,y)  [] = 0.1: Không cần xét tới hiệu ứng bậc 2

Bảng 4 4 Kết quả kiểm tra hiệu ứng P - delta

STT Story H P TOT V X V Y Dr-X Dr-Y Ɵ X Ɵ Y [Ɵ] Check

CHƯƠNG 5 CHƯƠNG 5 THIẾT KẾ CẦU THANG

Với quy trình thiết kế, thi công đơn giản – phổ biến hiện nay, bước nhịp thang và góc nghiêng không quá lớn, diện truyền tải đảm bảo ngắn nhất tác dụng lên các cấu kiện khác Từ đó chọn cầu thang dạng bản cho công tác tính toán thiết kế (không có dầm limon)

Với chiều cao tầng điển hình h = 3.4 m, bước nhịp L = 4.35 m chọn cầu thang 2 vế dạng bản để tính toán thiết kế

Cầu thang có 20 bậc, mỗi vế cao 1.7 m gồm 10 bậc với kích thước hbac  170mm; bbac 250mm Còn lại là bản chiếu nghỉ

Chiều dày bản thang được chọn sơ bộ theo công thức: bt

 Chọn chiều dày bản thang: hbt = 150 (mm)

Góc nghiêng cầu thang: b o b h 170 tan 32.2 cos 0.846 l 250

Bảng 5 1 Tổng hợp thông số kích thước cầu thang

Kích thước Giá trị Đơn vị

Chiều cao bậc thang 170 mm

Bề rộng bậc thang 250 mm Độ dốc 32.2 ( o )

THIẾT KẾ CẦU THANG

Sơ đồ tính bản thang

Nhận xét: Độ cứng tương đối giữa cấu kiện vách lớn hơn nhiều so với bản chiếu nghỉ: hv / hth 

3 Nhằm đảm bảo giữa bản chiếu nghỉ và cấu kiện vách thang làm việc ổn định, không bị nứt, không bị võng về sau, ta quan niệm giữa vách và bản chiếu nghỉ là kiên kết ngàm, còn bản nghiêng là liên kết khớp so với dầm chiếu tới cầu thang

Hình 5 2 Sơ đồ tính cầu thang

Tải trọng và tổ hợp tải trọng

5.2.1 Tĩnh tải tác dụng lên bản chiếu nghỉ

Bảng 5 2 Tải trọng các lớp cấu tạo thang bản chiếu nghỉ

STT Các lớp cấu tạo cầu thang

Hệ số độ tin cậy g tt

Tải trọng chưa kể đến bản BTCT 1.2 1.3 1.56

5.2.2 Tĩnh tải tác dụng lên bản nghiêng Đối với bậc thang (xây bằng gạch hoặc đổ toàn khối bằng BTCT) có kích thước lb, hb, chiều dày tương đương xác định như sau: b td h cos 2

Bảng 5 3 Tải trọng các lớp cấu tạo thang bản nghiêng

STT Các lớp cấu tạo cầu thang

Hệ số độ tin cậy g tt

Tải trọng chưa kể đến bản BTCT 2.52 3.348

Tải trọng tiêu chuẩn ứng với hệ số vượt tải trung bình n = 1.2 2.79 1.2 3.348

5.2.3 Hoạt tải tác dụng lên cầu thang

Theo TCVN 2737 – 1995, hoạt tải tác dụng lên bản thang: p tc = 3 (kN/m 2 ), hệ số vượt tải lấy bằng 1.2 đối với hoạt tải có giá trị  2 kN/m 2 Đối với bản chiếu nghỉ: p tc 3(kN/m 2 ) Đối với bản nghiêng: p tc  3 cos  3 0.8462.54(kN/m 2 )

Kết quả nội lực cầu thang

Hình 5 3 Tĩnh tải và hoạt tải tác dụng lên cầu thang

Hình 5 4 Kết quả chuyển vị cầu thang

Theo bảng M.1 TCVN 5574:2018, độ võng giới hạn   u

   (mm) Độ võng lớn nhất từ phần mềm là 0.109 (mm) < 21.75 (mm)  Bản thang thoả điều kiện độ võng

Hình 5 5 Kết quả moment cầu thang

Tính toán cốt thép

Chọn a = 25 mm; kích thước b = 1000mm; h = 150mm Tính toán giống như thép sàn:

SVTH : TRẦN KHẮC SINH 43 MSSV: 19149322 b 0

Trong đó: Rs = 260 (MPa), Rb = 17 (MPa)

Hàm lượng cốt thép tính toán và bố trí thỏa điều kiện sau: s b min R

Bảng 5 4 Kết quả tính toán cốt thép cầu thang

THIẾT KẾ SÀN ĐIỂN HÌNH

Mô hình sàn bằng safe 2016

Hình 6 1 Biểu đồ màu Moment M11

Hình 6 2 Biểu đồ màu moment M22

Hình 6 3 Biểu đồ Moment theo Strip phương X

Hình 6 4 Biểu đồ Moment Strip thep phương Y

Hình 6 5 Chuyển vị ngắn hạn

Hình 6 6 Chuyển vị dài hạn

Theo TCVN 5574 – 2018, độ võng đàn hồi của sàn kiểm tra theo điều kiện f ≤ [fgh]

Với nhịp lớn nhất trong ô bản khoảng 10m Độ võng giới hạn được nêu trong bảng M.1, Phụ lục

M, TCVN 5574 – 2018 có giá trị f gh L 10000 40

Nhận xét: fmax = 5.43 mm < [fgh] = 40 mm  Sàn thoả điều kiện độ võng

Tính toán cốt thép sàn

Chiều cao làm việc của sàn: h0 = h – a = 200 – 25 = 175 mm Áp dụng công thức tính toán cốt thép đối với cấu kiện chịu uốn: b 0 m 2 m m s b 0 s

Hàm lượng cốt thép tính toán và hàm lượng cốt thép bố trí phải thỏa điều kiện sau: s b min R

Chọn thép CB400-V để tính toán có: R s 350 MPa

Kết quả chọn thép sàn theo phương Y

Bảng 6 1 Kết quả chọn thép sàn theo phương Y

Dãy Vị trí M3  m  As Thép Asc 

Gối -36.126 0.06939 0.07198 611.827 10a120 654 0.374 Nhịp -7.3114 0.01404 0.01414 120.22 10a200 393 0.225 Gối -36.069 0.06928 0.07186 610.833 10a120 654 0.374 Nhịp 14.0069 0.0269 0.02728 231.846 10a200 393 0.225 Gối -3.1754 0.0061 0.00612 52.0023 10a200 393 0.225

Gối -5.8261 0.01119 0.01125 95.6583 10a200 393 0.225 Nhịp -3.2318 0.00621 0.00623 52.9289 10a200 393 0.225 Gối -5.8274 0.01119 0.01126 95.6797 10a200 393 0.225 Nhịp 7.3391 0.0141 0.0142 120.679 10a200 393 0.225 Gối -1.1793 0.00227 0.00227 19.2757 10a200 393 0.225 SB30

Gối -13.274 0.0255 0.02583 219.549 10a200 393 0.225 Nhịp -3.7607 0.00722 0.00725 61.6226 10a200 393 0.225 Gối -13.516 0.02596 0.02631 223.614 10a200 393 0.225 Nhịp 9.4106 0.01808 0.01824 155.057 10a200 393 0.225 Gối -2.6969 0.00518 0.00519 44.1457 10a200 393 0.225 SB35 Gối -4.4958 0.00864 0.00867 73.7205 10a200 393 0.225

Gối -3.5408 0.0068 0.00682 58.0069 10a200 393 0.225 Nhịp 0.1691 0.00032 0.00032 2.76126 10a200 393 0.225 Gối -3.4212 0.00657 0.00659 56.0411 10a200 393 0.225 Nhịp 8.0356 0.01543 0.01556 132.222 10a200 393 0.225 Gối -1.2902 0.00248 0.00248 21.0907 10a200 393 0.225

Gối 5.6134 0.01078 0.01084 92.1468 10a200 393 0.225 Nhịp -0.0528 0.0001 0.0001 0.86208 10a200 393 0.225 Gối 5.4766 0.01052 0.01058 89.8892 10a200 393 0.225 Nhịp 12.349 0.02372 0.02401 204.066 10a200 393 0.225 Gối -0.4989 0.00096 0.00096 8.14921 10a200 393 0.225

Gối 2.3327 0.00448 0.00449 38.1706 10a200 393 0.225 Nhịp -2.6021 0.005 0.00501 42.59 10a200 393 0.225 Gối 2.2056 0.00424 0.00425 36.0864 10a200 393 0.225 Nhịp 12.7866 0.02456 0.02487 211.389 10a200 393 0.225 Gối -9.6937 0.01862 0.0188 159.766 10a200 393 0.225

Gối -11.66 0.0224 0.02265 192.543 10a200 393 0.225 Nhịp -3.6987 0.0071 0.00713 60.603 10a200 393 0.225 Gối -11.586 0.02225 0.02251 191.317 10a200 393 0.225 Nhịp -0.7841 0.00151 0.00151 12.8113 10a200 393 0.225 Gối -7.0773 0.01359 0.01369 116.344 10a200 393 0.225

Gối -3.834 0.00736 0.00739 62.8281 10a200 393 0.225 Nhịp -0.7073 0.00136 0.00136 11.5556 10a200 393 0.225 Gối -3.3743 0.00648 0.0065 55.2703 10a200 393 0.225 Gối -4.7837 0.00919 0.00923 78.4634 10a200 393 0.225 Nhịp 1.3187 0.00253 0.00254 21.5571 10a200 393 0.225

Gối 2.9641 0.00569 0.00571 48.532 10a200 393 0.225 Nhịp 2.437 0.00468 0.00469 39.8813 10a200 393 0.225 Gối -0.1813 0.00035 0.00035 2.96052 10a200 393 0.225 Gối -8.2341 0.01582 0.01594 135.515 10a200 393 0.225 Nhịp 4.3161 0.00829 0.00832 70.7615 10a200 393 0.225

Kết quả chọn thép sàn theo phương X

Bảng 6 2 Kết quả chọn thép sàn theo phương X

Gối -41.61 0.0799 0.0834 708.92 12a120 943 0.539 Nhịp 16.81 0.0323 0.0328 278.97 10a200 393 0.225 Gối -45.48 0.0874 0.0915 778.10 12a120 943 0.539 Nhịp 15.45 0.0297 0.0301 256.06 10a200 393 0.225 Gối -47.80 0.0918 0.0965 819.96 12a120 943 0.539 Nhịp 0.44 0.0008 0.0008 7.15 10a200 393 0.225

Gối -7.07 0.0136 0.0137 116.20 10a200 393 0.225 Nhịp 18.80 0.0361 0.0368 312.62 10a200 393 0.225 Gối -54.32 0.1043 0.1104 938.63 12a120 943 0.539 Nhịp 18.19 0.0349 0.0356 302.41 10a200 393 0.225 Gối -43.28 0.0831 0.0869 738.79 12a120 943 0.539 Nhịp 6.01 0.0115 0.0116 98.69 10a200 393 0.225 SA3

Gối -1.38 0.0026 0.0026 22.48 10a200 393 0.225 Nhịp 11.98 0.0230 0.0233 197.96 10a200 393 0.225 Gối -26.38 0.0507 0.0520 442.16 10a150 523 0.299 Nhịp 16.93 0.0325 0.0331 281.12 10a200 393 0.225 Gối -69.64 0.1338 0.1441 1225.21 14a120 1283 0.733 Nhịp 0.20 0.0004 0.0004 3.19 10a200 393 0.225 SA7

Gối -5.46 0.0105 0.0105 89.57 10a200 393 0.225 Nhịp 2.17 0.0042 0.0042 35.46 10a200 393 0.225 Gối -13.10 0.0252 0.0255 216.56 10a200 393 0.225 Nhịp 11.86 0.0228 0.0231 195.97 10a200 393 0.225 Gối -35.67 0.0685 0.0710 603.80 10a120 654 0.374 SA12 Gối -23.47 0.0451 0.0462 392.30 10a200 393 0.225

Nhịp 6.71 0.0129 0.0130 110.27 10a200 393 0.225 Gối -20.19 0.0388 0.0396 336.30 10a200 393 0.225 Nhịp 13.69 0.0263 0.0266 226.46 10a200 393 0.225 Gối -58.25 0.1119 0.1190 1011.23 12a100 1131 0.646 Nhịp 10.19 0.0196 0.0198 168.09 10a200 393 0.225

Kiểm tra sự hình thành vết nứt

Dựa vào kết quả độ võng của sàn trong phần mềm SAFE 2016, xác định được độ võng lớn nhất , do đó ta sẽ kiểm tra nứt tại ô sàn vị trí võng lớn nhất theo TCVN 5574:2018

Kiểm tra viết nứt giữa nhịp SB24

Kích thước tiết diện 1000200 mm

Bảng 6 3 Kết quả kiểm tra điều kiện hình thành vết nứt sàn

Các đặc trưng Giá trị Đơn vị Ghi chú

Bê tông B30 - Cấp độ bền chịu nén của bê tông

Cốt thép CB300-V - Cốt thép sử dụng

Rb 17 MPa Cường độ chịu nén tính toán của bê tông B30

Rbt,ser 1.75 MPa Cường độ chịu kéo tính toán của bê tông B30

Rs 260 MPa Cường độ chịu kéo của thép CB300-V

Es 200000 MPa Mô đun đàn hồi thép CB3000-V

Eb 32500 MPa Mô đun đàn hồi bê tông B30 b 1000 mm Bề rộng tiết diện tính toán h 200 mm Chiều cao tiết diện tính toán a 25 mm Khoảng cách từ tâm thép vùng chịu kéo đến mép ngoài lớp bê tông bảo vệ

As 393 mm 2 Diện tích cốt thép chịu kéo, tại vị trí đang xét: ỉ10a200

Moment toàn phần do ngoại lực trên tiết diện đang xét h0 175 mm Khoảng cách từ tâm thép chịu kéo đến mép ngoài của bê tông chịu nén, h0 = h - a

 0.00225 - Hàm lượng cốt thép tại tiết diện đang xét

 6.15 - Tỷ số mô đun đàn hồi thép/ mô đun đàn hồi bê tông:

I 666666666.67 mm 4 Moment quán tính của tiết diện bê tông

Is 21361913.09 mm 4 Moment quán tính của tiết diện cốt thép chịu kéo

Ired 798124593.40 mm 4 Moment quán tính của tiết diện quy đổi với trọng tâm của nó: Ired = I + Is

Ab 200000 mm 2 Diện tích tiết diện ngang của bê tông

Ared 206312.18 mm 2 Diện tích tiết diện ngang quy đổi của cấu kiện: Ared

St,red 16985523.89 mm 3 Moment tĩnh của tiết diện quy đổi của cấu kiện đối với thớ bê tông chịu kéo nhiều hơn yt 82.33 mm

Khoảng cách từ thớ bê tông chịu kéo nhiều nhất đến trọng tâm tiết diện quy đổi của cấu kiện: yt = St,red/Ared

Wred 9694303.78 mm 3 Moment kháng uốn: Wred = Ired/yt ex 46.99 mm Khoảng cách xác định bằng công thức: ex = Wred/Ared

Wpl 12602594.91 mm 3 Moment kháng uốn đàn hồi của tiết diện quy đổi theo vùng chịu kéo của tiết diện: Wpl = Wred

Moment hình thành vết nứt có kể đến các biến dạng không đàn hồi của vùng bê tông chịu kéo: Mcrc WplRbt,ser  (Nex)

Kiểm tra Mcrc < M Vì vậy, tiết diện xuất hiện vết nứt

Kết luận Bản sàn xuất hiện vết nứt, cần tính toán hạn chế bề rộng vết nứt theo TCVN

6.3.1 Tính toán độ võng dài hạn có xuất hiện vết nứt sàn

Dựa vào Mục 8.2.3.2.1 TCVN 5574 – 2018, tính toán độ võng của cấu kiện bê tông cốt thép được tiến hành theo điều kiện: f max f gh L 10000 66.67

    (mm) Độ võng do biến dạng uốn gây ra được xác định theo công thức Mục 8.2.3.2.2 TCVN 5574 – 2018: n 1

(1/r)sup, L và (1/r)sup, R là độ cong của cấu kiện lần lượt ở gối trái và gối phải;

(1/r)iL và (1/r)ỉR là độ cong của cấu kiện tại các tiết diện đối xứng nhau i và i' (i = i') ở phía trái và phía phải của trục đối xứng (giữa nhịp);

(1/r)c là độ cong của cấu kiện tại giữa nhịp; n là số chẵn các đoạn bằng nhau được chia từ nhịp, lấy không nhỏ hơn 6;

L là nhịp cấu kiện Ở đây, sinh viên tiến hành chia nhịp L = 10 m thành 6 đoạn bằng nhau và thực hiện tính toán độ võng tại từng vị trí, kết quả tính toán được trình bày dưới bảng bên dưới

Bảng 6 4 Tổng hợp moment từng vị trí

Giá trị MNH: Tác dụng của tải tạm thời ngắn hạn (HTNH – TC);

Giá trị MDH: Tác dụng của tải thường xuyên và tạm thời dài hạn (TTTC + HTDH – TC);

Giá trị MTP: Tác dụng của tải thường xuyên và tạm thời dài hạn (TTTC + HTTP – TC);

Bảng 6 5 Kết quả tính độ võng sàn kể đến hình thành vết nứt tại gối trái (vị trí 0)

Các đặc trưng Giá trị Đơn vị

MTP = 12.65 kN.m/m > Mcrc = 7.98 kN.m/m ® Tính toán theo độ võng dài hạn có nứt -

Eb 32500 MPa b 1000 mm h 200 mm a 25 mm h0 175 mm

Các đặc trưng Giá trị Đơn vị

Es,red 200000 200000 200000 MPa as2 13.64 13.64 2.18 - xm 38.28 38.28 16.49 mm z 162.240 162.240 169.504 mm 4

Các vị trí còn lại trình bày trong phục lục

Bảng 6 6 Tổng hợp võng sàn từng vị trí

Kết luận : Độ võng dài hạn của cấu kiện f = 2.1 mm < [fgh] = 66.67 mm  Thỏa điều kiện độ võng

Thiết kế dầm điển hình

Chọn dầm tầng 5 (tầng cùng với tính sàn) để tính toán

Hình 6 7 Mặt bằng dầm vách tầng điển hình 5 từ mô hình Etabs

Hình 6 8 Biểu đồ moment tầng điển hình 5

6.4.1 Tính toán cốt thép chịu lực

Sinh viên chọn dầm B4 để thiết kế

Cốt thép chịu moment dương M = 274.81 kNm

Chiều cao làm việc của dầm h 0   h a 800 40 760(mm) Áp dụng công thức tính toán: m 2 3 2 b 0

Bố trí 420(AS = 1256.64 mm 2 )  chon Schon

Cốt thép gối chịu moment âm M = -409.07 kNm m 2 3 2 b 0

Bố trí 4 20 2 18   (AS = 1765.5 mm 2 )  chon Schon

Hàm lượng cốt thép từ yêu cầu chịu uốn, cắt theo TCVN 5574 – 2018

Với  min 0.1%, giá trị  R được xác định theo công thức:

 Trong đó: xR – Chiều cao giới hạn của vùng bê tông chịu nén;

    – Biến dạng tương đối cốt thép chịu kéo khi ứng suất bằng RS; b 2 0.0042

  – Biến dạng tương đối của bê tông chịu nén khi ứng suất bằng Rb, lấy theo các chỉ dẫn trong Mục 6.1.4.2 khi có tác dụng dài hạn của tải trọng

6.4.2 Tính toán cốt đai (Mục 8.1.3 TCVN 5574 – 2018)

Lực cắt lớn nhất trong dầm Qmax = 172.43 (kN)

Kiểm tra ứng suất nén chính bụng dầm

Qmax – Lực cắt trong tiết diện thẳng góc của cấu kiện; b1 0.3

  – Hệ số kể đến ảnh hưởng của đặc điểm trạng thái ứng suất của bê tông trong dải nghiêng

 Không cần tăng tiết diện Khả năng chịu cắt của tiết diện

  – Hệ số kể đến ảnh hưởng của cốt thép dọc, lực bám dính và đặc điểm trạng thái ứng suất của bê tông nằm phía vết nứt xiên

C800mm– Hình chiếu vết nứt lớn nhất, giá trị C chọn với điều kiện h0 ≤ C ≤ 2h0

 Nhận xét: Q max 172.43(kN)Q b 398.54(kN), bê tông đủ khả năng chịu lực cắt,nhưng cần phải tính toán cốt đai cấu tạo cho tiết diện Chọn thép đai 2 nhánh 8a 200

6.4.3 Cấu tạo kháng chấn đối với cốt đai

Theo mục 5.4.3.1.2 (TCVN 9386 – 2012), trong các dầm kháng chấn chính, phải bố trí cốt đai thỏa các yêu cầu: Đường kính dbw của các thanh cốt đai (tính bằng mm) không được nhỏ hơn 6

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

Trong đó: hw – Chiều cao dầm; dbw = 8 (mm) – Đường kính thanh cốt đai; dbL = 18 (mm) – Đường kính thanh cốt dọc nhỏ nhất

Cốt đai đầu tiên được đăt cách mút dầm không quá 50 (mm)

Hình 6 10 Cấu tạo kháng chấn

6.4.4 Neo và nối cốt thép

Theo Mục 10.3.5.5 TCVN 5574 – 2018, chiều dài neo tính toán yêu cầu của cốt thép có kể đến giải pháp cấu tạo vùng neo của cấu kiện được xác định theo công thức: s,cal an 0,an s,ef

Neo cốt thép trong vùng chịu kéo:

Neo cốt thép trong vùng chịu nén:

Theo Mục 10.3.6.2 TCVN 5574 – 2018, các mối nối cốt thép thanh chịu kéo hoặc chịu nén phải có chiều dai nối chồng không nhỏ hơn giá trị chiều dài Llap xác định theo công thức: s,cal lap 0,an s,ef

Nối cốt thép trong vùng chịu kéo:

Nối cốt thép trong vùng chịu nén:

Kết quả tính toán

Bảng 6 7 Kết quả tính thép dầm tầng 5

Beam M3 tiết diện a h o  m  A s Chọn thép A sc 

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

THIẾT KẾ VÁCH ĐƠN VÀ VÁCH LÕI

Phương pháp vùng biên chịu moment

Phần lý thuyết tính toán sinh viên trình bày ở phụ lục

Tính toán phần tử điển hình

Bảng 7 1 Nội lực của vách V2

Hầm P2-A Nmax -19231.29 -1826.75 Hầm P2-A Mmax -11336.72 1920.503 Hầm P2-A Mmin -19231.29 -1826.75 Hầm P2-A Emax -11336.72 1920.50

Sinh viên trình bày cách tính vách V2 với tổ hợp N max

Các thông số cần thiết để tính toán vách:

Bê tông cấp độ bề B30: R b 17(MPa), R bt 1.15(MPa).

Cốt thép CB500 – V: R S 435(MPa), R SC 435(MPa)

Vách P38 có kích thước: B = 0.35 (m), LW = 2.0 (m)

Tính toán cốt thép dọc

Giả thuyết chiều dài biên trái, biên phải: L L L R 0.65 (m), xem như không có vùng bụng Diện tích biên: A b  B L L,R 0.35 0.65 0.21(m ) 2

Lực dọc quy đổi vùng biên, bụng:

Diện tích cốt thép được tính như sau:

Kiểm tra hàm lượng cốt thép: S S

 Tính toán cốt thép đai

Lực cắt lớn nhất trong vách Qmax = 703.448 (kN)

Kiểm tra ứng suất nén chính bụng dầm

Qmax – Lực cắt trong tiết diện thẳng góc của cấu kiện; b1 0.3

  – Hệ số kể đến ảnh hưởng của đặc điểm trạng thái ứng suất của bê tông trong dải nghiêng

 Không cần tăng tiết diện

Khả năng chịu cắt của tiết diện

  – Hệ số kể đến ảnh hưởng của cốt thép dọc, lực bám dính và đặc điểm trạng thái ứng suất của bê tông nằm phía vết nứt xiên

C2400mm– Hình chiếu vết nứt lớn nhất, giá trị C chọn với điều kiện h0 ≤ C ≤ 2h0

 Nhận xét: Q max 703.448(kN)Q b 946.78(kN), bê tông đủ khả năng chịu lực cắt, bố trí cốt đai cấu tạo cho vách: chọn thép đai 2 nhánh 10a200

7.1.1 Kết quả tính toán vách điển hình

Bảng 7 2 Kết quả tính toán vách V2

- - kN kNm kN kN kN mm2 mm2 mm2 Biên Bụng mm2 % mm3 %

Tính toán vách lõi thang

7.2.1 Tính toán thép vách lõi thep phương pháp phân bố ứng suất đàn hồi

Dựa vào biểu đồ màu miền phân bố ứng suất của các trường hợp tải trọng gây ra đối vợi hệ lõi, tiến hành chia vùng ứng suất cho tính toán cốt thép lõi

Hình 7 2 Chia phần tử cho vách lõi Bảng 7 3 Kết quả nội lực vách lõi

Bảng 7 4 Đặc trưng tiết diện từng phần từ của vách lõi

- (mm) (mm) (mm) (mm) (mm 2 ) (mm 4 ) (mm 4 )

Bảng 7 5 Đặc trưng hình học của vách ĐẶC TRƯNG HÌNH HỌC

Ix = I22 X center Y center A Iy = I33 (mm 4 ) (mm) (mm) (mm 2 ) (mm 4 )

5.83E+12 3500 1125 4320000 2.85E+13 Sinh viên thực hiện tính toán phần tử số 1 đối với Combo Pmin:

      Nhận xét: Vì N 1  2329.54(kN)0 Phần tử chịu nén

Diện tích cốt thép phần tử số 1:

 Bố trí thép cấu tạo, chọn 12 12 (AS = 1357.2 mm 2 ) bố trí đều trên diện tích phần tử số 1

Hàm lượng cốt thép hợp lý: S

Bảng 7 6 Kết quả tính từ tầng Hầm đến tầng 5 của combo Pmin

Phần tử yi xi  i P i Kéo/nén A s Chọn

Phần tử yi xi  i P i Kéo/nén A s

THIẾT KẾ MÓNG

Thống kê địa chất

Bảng 8 1 Mô tả các lớp đất

Hố khoan Độ sâu Bề dày

Sét pha nhẹ - sét màu nâu vàng - nâu đỏ, trạng thái dẻo cứng

Bùn sét, màu xám đen, trạng thái chảy

HK1-7 13.8 14 Sét, màu xám xanh - nâu xanh, trạng thái dẻo cứng

Sét pha, màu xám trắng - nâu vàng, trạng thái dẻo cứng

Cát pha, màu xám trắng - nâu hồng- nâu vàng - xám vàng

Bảng 8 2 Thống kê các chỉ tiêu cơ lý của đất

Sét, màu nâu vàng – nâu đỏ, trạng thái dẻo cứng

(400) Lớp K: San lấp - - - - - - - - - - xám đen trạng thái chảy.

Sét, màu xám xanh – nâu vàng, trạng thái dẻo cứng.

Sét pha màu xám trắng nâu vàng, trạng thái dẻo cứng

Cát pha, màu xám trắng – nâu hồng – nâu vàng – xám vàng.

Bảng 8 3 Chỉ số SPT từng lớp đất

Lớp đất Số hiệu mẫu Chỉ số SPT

Thông số thiết kế cọc sơ bộ

Chọn cọc khoan nhồi để thiết kết móng cọc cho công trình, mũi cọc cắm vào lớp đất 5 một đoạn 36.5 m và có các thông số như sau :

Bảng 8 4 Thông số sơ bộ cọc Đơn vị MLT Móng thường Đường kính m

Bề dày đài móng m Đoạn âm vào đài m m -60.5 -62

Chu vi tiết diện cọc m

Diện tích cọc m² Đường kính thép cọc m

Số cột thép dọc D16 thanh Diện tích thép As m²

Hàm lượng thép trong cọc

1 2 0.1 Chiều dài cọc tính từ đáy đài

Hình 8 1 Trụ địa chất , cao độ cọc và đài của móng thường, móng lõi thang

Tính sức chịu tải cọc khoan nhồi

8.3.1 Sức chịu tải vật liệu cọc

Sức chịu tải theo vật liệu làm cọc, được xác định theo công thức:

– Hệ số xét đến ảnh hưởng của uốn dọc phụ thuộc vào độ mảnh  , được xác định theo công thức (Mục 7.1.8 TCVN 10304 – 2014):

– Đối với cọc vuông lấy cạnh hoặc cọc tròn lấy đường kính r; Đối với mọi loại cọc, khi tính toán theo cường độ vật liệu, cho phép xem cọc như một thanh ngàm cứng trong đất tại tiết diện nằm cách đáy đài một khoảng ltt xác định theo công thức:

– Chiều dài đoạn cọc kể từ đáy đài cao tới cao độ san nền Cọc đài thấp lấy

– Hệ số biến dạng (Phụ lục A, TCVN 10304 – 2014); k – Hệ số tỷ lệ được lấy phụ thuộc loại đất bao quanh cọc (Bảng A.1, TCVN 10304 – 2014) được lấy trong khoảng chiều dày lớp đất l k 3.5d 1.5 3.5 1 1.5  5(m), d là đường kính (hoặc cạnh) cọc, được tính từ mặt đất đối với cọc đài cao và đáy đài đối với cọc đài thấp k = 12000 (tra bảng A.1, TCVN 10304 – 2014)

E = 32500 (MPa) – Mô đun đàn hồi của vật liệu làm cọc;

   (m 4 ) – Moment quán tính tiết diện ngang cọc; bp  d 1m  1 1 2 (m)– Đường kính cọc quy ước với ;

– Hệ số điều kiện làm việc đối với cọc độc lập

Chiều dài tính toán của cọc ltt: l tt 0 2 4.825

Sức chịu tải cọc theo vật liệu làm cọc:

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

Sức chịu tải cọc theo chỉ tiêu cơ lý của cọc khoan nhồi được xác định theo công thức:

– Cường độ sức kháng của đất dưới mũi cọc (độ sâu -60 m, lớp đất rời) xác định theo chỉ dẫn 7.2.3.2 TCVN 10304 – 2014

Cường độ sức kháng mũi: Q p    cq q p A p

Tại mũi cọc đất cát : q p 0.75   4 ( 1 1 ' d   2 3 1 h)

  - Dung trọng tính toán nền đất dưới mũi cọc

  - Dung trọng trung bình của nền đất trên mũi cọc cq 0.9

  - Hệ số điều kiện làm việc của đất dưới mũi cọc có xet đến ảnh hưởng của phương pháp hạ cọc đến sức kháng của đất

D là đường kính của cọc

 cf Hệ số điều kiện làm việc của đất trên thân cọc (tra bảng 5, TCVN 10304 – 2014)

Mũi cọc móng thường được cắm ở cao trình 50 m là đất cát pha, nên ta có :

– Cường độ sức kháng trung bình của lớp đất thứ i trên thân cọc (Tra bảng 3, TCVN 10304 – 2014);

Bảng 8 5 Kết quả tính sức kháng ma sát móng thường

Lớp Z t Z d Z tb I L /Loại cát f i l i  cf  cf f i l i

Cường độ sức kháng ma sát thân cọc: n f cf i i i 1

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

Mũi cọc móng thường được cắm ở cao trình 50 m là đất cát pha, nên ta có :

– Cường độ sức kháng trung bình của lớp đất thứ i trên thân cọc (Tra bảng 3, TCVN 10304 – 2014);

Bảng 8 6 Kết quả tính sức ma sát móng lõi thang

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

8.3.3 ức chịu tải của cọc theo chỉ tiêu cường độ đất nền

Sức chịu tải cọc theo chỉ tiêu cường độ R c,u của cọc khoan nhồi được xác định theo công thức:

SVTH : TRẦN KHẮC SINH 90 MSSV: 19149322 Đất dưới mũi cọc là đất hạt rời nên q b q  ' , p N q '

Theo mục G.2.2 TCVN 10304 – 2014 càng xuống sâu, cường độ sức kháng thân cọc càng tăng Tuy nhiên, chỉ tằng đến độ sâu giới hạnZ L nào đó bằng khoảng 15 – 20 lần đường kính cọc Ta có thể xác định Z L dựa vào tỉ số Z L /d Trạng thái đất chặt vừa

N q  - Hệ số chịu tải của đất dưới mũi cọc

Cường độ sức kháng mũi

Sức chịu tải cực hạn do ma sát bên :Q s u  f l i i

Trong đó : Đối với đất dính: f i   c u i ,

, c u i là lực dính không thoát nước của lớp đất thứ i, c u i , 6.25N c i , (N c i , là chỉ số SPT trung bình của lớp đất dính i)

 - là hệ số không thứ nguyên, xác định từ c u i , bằng đồ thị Hình G.1 trong TCVN 10304 – 2014

Hình 8 2 Biểu đồ xác định hệ số  Đối với đất rời ' , tan( , ) i i v z i a i f  k   

 v z - ứng suất hiệu quả trung bình theo phương thẳng đứng của lớp đất thứ I, có kể đến độ sau giới hạn Z L

 a i - góc ma sát giữa đất và cọc trong lớp đất thứ I, thông thường đới với cọc bê tông lấy bằng góc ma sát trong  Ii của đất

– Cường độ sức kháng trung bình lớp đất thứ i trên thân cọc theo Mục G.2.2 fi

Lớp loại đất Z t Z d Z tb N(SPT) C u,i  k i ' v Tanφ a,i fi li  cf  cf lifi

2 hạt mịn 3.5 5 4.25 0 0 1 - - - 0 1.5 0.8 0 hạt mịn 5 7 6 0 0 1 - - - 0 2 0.8 0.000 hạt mịn 7 9 8 0 0 1 - - - 0 2 0.8 0.000 hạt mịn 9 11 10 1 6.25 1 - - - 6.25 2 0.8 10.000 hạt mịn 11 13 12 1 6.25 1 - - - 6.25 2 0.8 10.000 hạt mịn 13 13.4 13.2 9 56.25 0.84 - - - 47.25 0.4 0.8 15.120

3 hạt mịn 13.4 15.4 14.4 11 68.75 0.72 - - - 49.5 2 0.8 79.200 hạt mịn 15.4 17.4 16.4 7 43.75 0.99 - - - 43.3125 2 0.8 69.3 hạt mịn 17.4 19.4 18.4 7 43.75 0.99 - - - 43.3125 2 0.8 69.3 hạt mịn 19.4 20.3 19.85 7 43.75 0.99 - - - 43.3125 0.9 0.8 31.185

Hạt thô 23.5 25.5 24.5 13 - - 0.500 371.61 0.410 76.1398 2 0.8 121.824 Hạt thô 25.5 27.5 26.5 16 - - 0.500 391.51 0.410 80.2171 2 0.8 128.347 Hạt thô 27.5 29.5 28.5 14 - - 0.500 391.51 0.410 80.2171 2 0.8 128.347 Hạt thô 29.5 31.5 30.5 12 - - 0.500 391.51 0.410 80.2171 2 0.8 128.347 Hạt thô 31.5 33.5 32.5 15 - - 0.500 391.51 0.410 80.2171 2 0.8 128.347 Hạt thô 33.5 35.5 34.5 18 - - 0.500 391.51 0.410 80.2171 2 0.8 128.347 Hạt thô 35.5 37.5 36.5 18 - - 0.500 391.51 0.410 80.2171 2 0.8 128.347 Hạt thô 37.5 39.5 38.5 19 - - 0.500 391.51 0.410 80.2171 2 0.8 128.347 Hạt thô 39.5 41.5 40.5 21 - - 0.500 391.51 0.410 80.2171 2 0.8 128.347 Hạt thô 41.5 43.5 42.5 20 - - 0.500 391.51 0.410 80.2171 2 0.8 128.347 Hạt thô 43.5 45.5 44.5 21 - - 0.500 391.51 0.410 80.2171 2 0.8 128.347

Lớp loại đất Z t Z d Z tb N(SPT) C u,i  k i ' v Tanφ a,i fi li  cf  cf lifi

Hạt thô 45.5 47.5 46.5 19 - - 0.500 391.51 0.410 80.2171 2 0.8 128.347 Hạt thô 47.5 49.5 48.5 21 - - 0.500 391.51 0.410 80.2171 2 0.8 128.347 Hạt thô 49.5 51.5 50.5 21 - - 0.500 391.51 0.410 80.2171 2 0.8 128.347 Hạt thô 51.5 53.5 52.5 20 - - 0.500 391.51 0.410 80.2171 2 0.8 128.347 Hạt thô 53.5 55.5 54.5 21 - - 0.500 391.51 0.410 80.2171 2 0.8 128.347 Hạt thô 55.5 57.5 56.5 20 - - 0.500 391.51 0.410 80.2171 2 0.8 128.347 Hạt thô 57.5 59.5 58.5 21 - - 0.500 391.51 0.410 80.2171 2 0.8 128.347 Hạt thô 59.5 61.5 60.5 23 - - 0.500 391.51 0.410 80.2171 2 0.8 128.347 Hạt thô 61.5 63.5 62.5 24 - - 0.500 391.51 0.410 80.2171 2 0.8 128.347 Hạt thô 63.5 65.5 64.5 25 - - 0.500 391.51 0.410 80.2171 2 0.8 128.347 cf f l i i

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

8.3.4 Sức chịu tải của cọc theo thí nghiệm SPT

Sức chịu tải của cọc theo công thức Nhật Bản (TCVN 10304 – 2014)

  c,u c cq p p cf ,ci ci ci cf ,fi si si

  - hệ số điều kiện làm việc trong đất cq 1

  - Hệ số điều kiện làm việc của đất dưới mũi cọc có xét đến ảnh hưởng của phương pháp hạ cọc đến sức kháng của đất u – chu vi tiết diện ngang thân cọc li – chiều dài đoạn cọc nằm trong lớp đất thứ i

Cường độ sức kháng trung bình trên đoạn cọc :

Lớp đất rời thứ i : , 10 , s i 3 s i f  N ,Ns,i là chỉ số SPT trung bình của lớp đất thứ i

Lớp đất dính thứ I : f c i ,  p  f L c u i , fL = 1 đối với cọc khoan nhồi cu,i là lực dính không thoát nước của lớp đất thứ i, cu,i = 6.25  NSPT (NSPT là chỉ số SPT trung bình trong lớp đất dính)

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

Hình 8 3 Biểu đồ xác định hệ số 

Sức kháng của đất dưới mũi cọc : q b 150N p 150 21 3150 (kN/m ) 2 (Np là chỉ số SPT trung bình trong 1d dười và 4d trên mũi cọc, Np = 21 )

Lớp loại đất Z t Z d Z tb N(SPT) Cu,i f L li ' v Cu/'v  p fi  cf  cf lifi

2 hạt mịn 3.5 5 4.25 0 0 1 1.5 28.27 0 1 0 0.8 0 hạt mịn 5 7 6 0 0 1 2 36.32 0.000 1 0 0.8 0 hạt mịn 7 9 8 0 0 1 2 52.42 0.000 1 0 0.8 0 hạt mịn 9 11 10 1 6.25 1 2 54.72 0.114 1 6.25 0.8 10 hạt mịn 11 13 12 1 6.25 1 2 63.92 0.098 1 6.25 0.8 10 hạt mịn 13 13.4 13.2 9 56.25 1 0.4 69.44 0.810 0.5 28.125 0.8 9

3 hạt mịn 13.4 15.4 14.4 11 68.75 1 2 78.86 0.872 0.7 48.125 0.8 77 hạt mịn 15.4 17.4 16.4 7 43.75 1 2 95.86 0.456 1 43.75 0.8 70 hạt mịn 17.4 19.4 18.4 7 43.75 1 2 112.86 0.388 1 43.75 0.8 70 hạt mịn 19.4 20.3 19.85 7 43.75 1 0.9 125.185 0.349 1 43.75 0.8 31.5

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

8.3.5 Sức chịu tải thiết kế cọc khoan nhồi Áp dụng mục 7.1.11, TCVN 10304 – 2014, sức chịu tải thiết kế đới với cọc chịu nén :

  - hệ số điều kiện làm việc móng nhiều cọc n 1.15

  - hệ số tin cậy về tầm quan trọng của công trình cấp II

 k - hệ số tin cậy theo số cọc, phụ thuộc vào cọc trong móng

R c k là sức chịu tải cho phép của cọc

Tổng hợp sức chịu tải với móng thường:

Bảng 8 9 Tổng hợp sức chịu tải của móng thường

Cơ lý Cường độ SPT

(kN) (kN) (kN) (kN) - (kN) (kN)

Tổng hợp sức chịu tải với móng lõi thang :

Bảng 8 10 Tổng hợp sức chịu tải móng lõi thang

Cơ lý Cường độ SPT

(kN) (kN) (kN) (kN) - (kN) (kN)

8.3.6 Sơ bộ số lượng cọc

Số lượng cọc được xác định theo công thức sơ bộ :

Trong đó : n – Số cọc trong đài

Ntc – tải trọng tiêu chuẩn truyền xuống móng

Rc,d – Giá trị sức chịu tải cọc đơn

Bố trí cọc theo các nguyên tắc sau ( Mục 8.13, TCVN 10304 – 2014)

Khoảng cách giữa 2 tim cọc phải  3d

Khoảng cách từ mép đài đến mép ngoài của cọc tối thiểu là 250 mm

Bố trí cọc sao cho tim cột trùng với trọng tâm của nhóm cọc

Bảng 8 11 Chọn sơ bộ cọc

Story Pier P Rc,d P/R(c,d) 1.4P/R(c,d) SL cọc

Thiết kế móng cọc khoan nhồi

8.4.1 Tính toán thiết kế móng M2

Trường hợp Pier Tổ hợp P V2 V3 M2(y) M3(x) Ntt Mxtt Mytt Vxtt Vytt

Nmax P2-A TH13 -19234.10 -703.69 21.759 25.3009 -1827.6 -22119 -2101.8 29.096 25.0229 -809.24 M2min P2-A TH10 -13564.72 98.8138 -73.05 -62.892 792.867 15599.4 911.797 -72.326 -84.008 113.636 M2max P2-A TH11 -17005.60 -343.33 56.4812 58.8244 -699.12 19556.4 -803.99 67.6481 64.9534 -394.83 M3max P2-A TH12 -11336.21 459.167 -38.328 -29.369 1921.39 13036.6 2209.6 -33.774 -44.077 528.042 M3min P2-A TH13 -19234.10 -703.69 21.759 25.3009 -1827.6 22119.2 -2101.8 29.096 25.0229 -809.24

8.4.1.2 Kiểm tra phản lực đầu cọc

Hình 8 5 Phản lực đầu cọc

 Nhận xét : Pmax = 4087.27 kN < Rc,d = 5250.64 kN

 Thỏa điều kiện cọc không bị phả hủy và nhổ

8.4.1.3 Xác định kích thước khối móng qui ước

Bảng 8 13 Xác định góc ma sát trung bình của khối móng qui ước

Góc ma sát trong φ II φ II xl i

Góc ma sát trong trung bình của các lớp đất: II,tb II,i i i l 1122.77

Kích thước khối móng quy ước:

Trọng lượng khối móng quy ước: là trọng lượng khối móng quy ước bao gồm trọng lượng cọc, đài cọc và khối lượng đất trong khối móng quy ước

Trọng lượng cọc và đài:

Pcọc+đài móng=[Vcọc+Vđài móng]×b=(5×62×0.785+5.74×5.74×2)×25w40.94 (kN)

Pđất = (Bqu×Lqu×Hqu – (Vcọc+Vđài móng))×sub,tb

= (14.24×14.24×64-(5×62×0.785+5.74×5.74×2)) ×8.8 = 111415 (kN) Wqu = Pcọc + đài móng +

8.4.1.4 8.4.1.4 Kiểm tra điều kiện đất nền dưới đáy khối móng qui ước

Sức chịu tải tiêu chuẩn của đất nền

My 25.30 (kNm) Áp lực tiêu chuẩn tại đáy khối móng quy ước: tc y x tc qu

SVTH : TRẦN KHẮC SINH 103 MSSV: 19149322 tc qu y tc x 2 max qu qu qu qu

      tc qu y tc x 2 min qu qu qu qu

             tc tc tc max min 2 tb

Khả năng chịu tải của nền dưới đáy khối móng quy ước (mục 4.6.9, TCVN 9362-2012):

II tc qu II II II II 0 m m

Trong đó: m1 = 1.2, m2 = 1 và ktc = 1.1 (mục 4.6.10, TCVN 9362-2012) φ = 17.49, ta có A = 0.639, B =3.554, D = 6.149 (tra Bảng 14, TCVN 9362-2012)

II = 10.68 (kN/m 3 ) - Dung trọng lớp đất phía dưới đáy móng khối quy ước

 - Dung trọng lớp đất phía trên đáy móng khối quy ước cII = 6.15 (kN/m2) - Lực dính của lớp đất phía dưới đáy móng khối quy ước

Chiều sâu đến nền tầng hầm là h0 = h - htd = 65.5 – 42.57 = 22.93 (m)

+ Chiều sâu tính từ nền tầng hầm: td 1 2 kc

+ h1 = 42 (m) và h2 = 0.2 (m) tương ứng là chiều dày lớp đất phía trên đáy móng quy ước và chiều dày sàn tầng hầm

+   kc 25 (kN / m ) 3 - Giá trị tính toán trung bình của trọng lượng thể tích sàn tầng hầm

  Điều kiện tc max II tc min tc tb II

 thỏa, nên nền đất dưới khối móng quy ước thỏa điều kiện về ổn định

Kiểm tra lún khối móng quy ước

Chia lớp đất dưới đáy khối móng quy ước thành nhiều lớp có chiều dày hi = 1 (m) Tính ứng suất gây lún cho đến khi nào thỏa điều kiện    i bt 5 i gl (vị trí ngừng tính lún) gl gl bt bt i i 1  i ih ; i k0i 0i

Trong đó: k0i tra bảng C.1, TCVN 9362 - 2012, phụ thuộc vào tỉ số qu qu

Tính lún theo phương pháp cộng lún các lớp phân tố Trong mỗi lớp phân tố thứ i tính độ lún ổn định theo công thức sau: n i i i=0 i

 = 0.8 - Hệ số không thứ nguyên; hi - Chiều dày lớp đất thứ i

Ei - Mô đun biến dạng của lớp đất thứ i

Bảng 8 14 Hệ số rộng theo cấp tải

Bảng 8 15 Kết quả tính lún của móng M2

- (m) (m) - (kN/m2) (kN/m2) kN kN - - - (cm)

 Nhận xét 5gl < bt và S < [S] = 8 cm , thỏa điều kiện lún

Xác định vùng chống xuyên

Chiều cao đài cọc Hđ = 2 (m)

Hình 8 6 Đường bao xuyên thủng của móng M2 Điều kiện chống xuyên Điều kiện chống xuyên thủng theo mực 8.1.6.3.1 TCVN 5574 – 2018, ta có : tt tt x y b,u bx,u by,u

F, Mx, My lần lược là l;ực tập trung và các moment tập trung theo các trục X , Y

Fb,u, Mbx,u, Mby,u Lần lượt là lực tập trung và các moment giới hạn

F R  u h - u : chu vi đường bao xuyên thủng, Rbt cường độ kháng kéo của bê tông

SVTH : TRẦN KHẮC SINH 106 MSSV: 19149322 tt c

 n  - nc : số lượng cọc trong đài, k – số cọc nằm ngoài vùng xuyên thủng bt bx 0 bx,u max

 - Ibx moment quán tính xoay quanh trục x , ymax khoảng cách xa nhất từ cạnh xuyên thủng đến tâm xuyên thủng theo trục y bt by 0 by,u max

 - Iby moment quán tính xoay quanh trục x , xmax khoảng cách xa nhất từ cạnh xuyên thủng đến tâm xuyên thủng theo trục x i i i i

  - x o , y o là tọa độ trọng tâm của tháp xuyên thủng Momnet quán tính 1 cạnh song song với trục X :

12 xi bxi xi i o byi xi i o

Momnet quán tính 1 cạnh song song với trục y :

12 yi bxi yi i o byi yi i o

Bảng 8 16 Bảng tính moment quán tính cạnh vùng chống xuyên

Chiều dài x i y i I bxi I byi I bx I by Y max X max M bx M by

Bảng 8 17 Bảng kiểm tra xuyên thủng của Móng M2

Trường hợp P Mttx Mtty Kiểm tra chọc thủng

8.4.1.6 Tính toán thép cho móng M2

Giả thuyết : Lớp dưới agt = 150 (mm), ho = h – a = 2000 – 150 = 1850 (m)

Hàm lượng cốt thép: min s max R b

Hình 8 7 Moment của móng M2 theo phương X

Hình 8 8 Moment của móng M2 theo phương Y Bảng 8 18 Kết quả tính thép của móng M2

Dãy Vị trí M (kN.m) b (mm)  m  A s (mm 2 )

Trường hợp Pier Tổ hợp P V2 V3 M2 M3 N tt M tt x M tt y V tt x V tt y

Nmax P2B-C TH1 -41922.079 -19.521 111.72 -17.931 132.69 -48210 152.593 -20.62 128.478 -22.449 M2min P2B-C TH10 -38532.127 611.74 -574.02 -1139.7 55426.4 44311.9 63740.4 -1310.7 -660.12 703.5 M2max P2B-C TH11 -37590.458 -649.64 733.075 1104.29 -55512 43229 -63839 1269.93 843.036 -747.09 M3max P2B-C TH12 -38205.387 1607.11 -117.23 -354.99 16925.9 43936.2 19464.8 -408.24 -134.82 1848.18 M3min P2B-C TH13 -37917.197 -1645 276.289 319.568 -16632 43604.8 -19127 367.503 317.732 -1891.8

8.4.2.4 Góc ma sát trong trung bình của các lớp đất: II,tb II,i i i l 1122.77

Pcọc+đài móng=[Vcọc+Vđài móng]×b=(9×62×0.785+4.5×12.7×2)×25825.9 (kN)

 Wqu = Pcọc + đài móng + Pđất = 164099.13(kN)

8.4.2.5 Kiểm tra điều kiện đất nền dưới đáy khối móng qui ước

My  17.93(kNm) Áp lực tiêu chuẩn tại đáy khối móng quy ước: tc y 5 x tc qu

  tc qu y tc x 2 max qu qu qu qu

             tc tc tc max min 2 tb

  thỏa, nên nền đất dưới khối móng quy ước thỏa điều kiện về ổn định

- (m) (m) - (kN/m2) (kN/m2) kN kN - - - (cm)

Chiều cao đài cọc Hđ = 2 (m)

Hình 8 11 Đường bao xuyên thủng của móng M5

L Li x i y i Li.xi Li.yi I bxi I byi I bx I by Y max X max M bx M by

M2min 44312 63740.388 -1310.674 0.639 Ok M2max 43229 -63839.07 1269.9341 0.623 Ok M3max 43936 19464.812 -408.243 0.633 Ok M3min 43605 -19127.317 367.503 0.629 Ok

Giả thuyết : Lớp dưới agt = 150 (mm), ho = h – a = 2000 – 150 = 1850 (m)

Hình 8 12 Moment của móng M5 theo phương X Hình 8 13 Moment của móng M5 theo phương Y

Bảng 8 24 Kết quả tính thép của móng M5

Trường hợp Pier Tổ hợp P V2 V3 M2 M3 N tt M tt x M tt y V tt x V tt y

Nmax P2B-C TH1 -41922.079 -19.521 111.72 -17.931 132.69 -48210 152.593 -20.62 128.478 -22.449 M2min P2B-C TH10 -38532.127 611.74 -574.02 -1139.7 55426.4 44311.9 63740.4 -1310.7 -660.12 703.5 M2max P2B-C TH11 -37590.458 -649.64 733.075 1104.29 -55512 43229 -63839 1269.93 843.036 -747.09 M3max P2B-C TH12 -38205.387 1607.11 -117.23 -354.99 16925.9 43936.2 19464.8 -408.24 -134.82 1848.18 M3min P2B-C TH13 -37917.197 -1645 276.289 319.568 -16632 43604.8 -19127 367.503 317.732 -1891.8

Góc ma sát trong trung bình của các lớp đất: II,tb II,i i i l 1122.77

Pcọc+đài móng=[Vcọc+Vđài móng]×b=(25×62×0.785+13.5×13.5×2)×25A858.4 (kN)

 Wqu = Pcọc + đài móng + Pđất = 301742 (kN)

8.4.4.4 Kiểm tra điều kiện đất nền dưới đáy khối móng qui ước

My  630.98 (kNm) Áp lực tiêu chuẩn tại đáy khối móng quy ước: tc y x tc qu

SVTH : TRẦN KHẮC SINH 121 MSSV: 19149322 tc qu y tc x 2 max qu qu qu qu

             tc tc tc max min 2 tb

 thỏa, nên nền đất dưới khối móng quy ước thỏa điều kiện về ổn định

- (m) (m) - (kN/m2) (kN/m2) kN kN - - - (cm)

Chiều cao đài cọc Hđ = 2.5 (m)

Hình 8 16 Đường bao xuyên thủng của móng M4

L Li x i y i Li.xi Li.yi I bxi I byi I bx I by Y max X max M bx M by

Giả thuyết : Lớp dưới agt = 150 (mm), ho = h – a = 2500 – 150 = 2350(m)

Hình 8 17 Moment của móng M4 theo phương Y Hình 8 18 Moment của móng M4 theo phương X

Bảng 8 30 Kết quả tính thép của móng M5

THIẾT KẾT CỐP PHA DẦM SÀN TÂNG ĐIỂN HÌNH

Thông tin vật liệu sử dụng

Chọn phương án cốp pha : ván phủ phim

HÌnh 9 1 Ván phủ phim Bảng 9 1 Thông số kĩ thuật của ván khuôn

STT Thông tin Giá trị thông tin

1 Tên sản phẩm Ván phủ phim PlyCore P

3 Loại phim Dynea, màu nâu

5 Mô đun đàn hồi dọc thớ  4 giờ

6 Mô đun đàn hồi ngang thớ  14%

7 Độ cong vênh dọc thớ 26N/mm2

10 Ứng suất chịu kéo giới hạn 5500000 kN/m2

Chọn thép hộp 50x100x1.8 (mm) và 50x50x1.8 (mm) để thiết kế

Bảng 9 2 Thông số kĩ thuật của thép hộp

1 Tên sản phẩm Ông thép hộp vuông

2 Nhà sản xuất Thép Hòa Phát

4 Mô đun đàn hồi thép 2.110 7 (kN/m 2 )

5 Mô men quán tính 13.46 (cm 4 ) 70.27 (cm 4 )

6 Mô men kháng uốn 5.38 (cm 3 ) 14.05 (cm 3 )

7 Ứng suất kéo cho phép 210000 (kN/m 2 )

9.1.3 Thông số hệ chống đỡ cốp pha

Sử dụng hệ chống Ringlock để đỡ hệ cốp pha dầm sàn

HÌnh 9 2 Hệ giáo Ringlock Bảng 9 3 Thông số kĩ thuật giàn giáo Ringlock

1 Tên sản phẩm Giàn giáo Ringlock

2 Nhà cung cấp Công ty Hưng Phát

4 Tải trọng cho phép 1 đầu giáo 36.1 kN

Sử dụng hệ ty để cố định, giữ cho cốp pha không bị bung trong quá trình đổ bê tông

HÌnh 9 3 Ty giằng Bảng 9 4 Thông số kĩ thuật ty giằng

1 Tên sản phẩm Ty giằng xà gồ

2 Vật liệu Thép không gỉ

5 Cấp độ bền cho phép 22.5 (kN/m 2 )

Tải trọng tác động

Bảng 9 5 Tải trọng tác động vào thành cốp pha ứng với các phương án đổ bê tông

STT Biện pháp đổ bê tông Tải trọng

1 Đổ bằng máy và ống với hoặc đổ trực tiếp bằng đường ống đổ bê tông

2 Đổ trực tiếp từ thùng có dung tích nhỏ hơn 0.2 m 3

3 Đổ trực tiếp từ thùng có dung tích 0.2 – 0.3 m 3

4 Đổ trực tiếp từ thùng có dung tích lớn hơn 0.8 m 3

Bảng 9 6 Hệ số vượt tải đối với từng tải trọng

STT Các tải trọng tiêu chuẩn Hệ số vượt tải tương ứng

1 Khối lượng thể tích của cốp pha đà giáo 1.1

2 Khối lượng thể tích của bê tông và cốt thép 1.2

3 Tải trọng do người và phương tiện vận chuyển 1.3

4 Tải trọng do đầm chấn động 1.3

5 Áp lực ngang của bê tông 1.3

6 Tải trọng do chấn động khi đổ bê tông vào cốp pha 1.3

Bảng 9 7 Tải trọng người và thiết bị tác động lên hệ cốp pha

STT Loại tải trọng Giá trị tải trọng (kN)

1 Cốp pha sàn và vòm 2.5

4 Tải trọng taajo trung do người và dụng cụ thi công 1.3

Thiết kế cốp pha sàn

9.3.1 Tải tác dụng lên sàn

Bảng 9 8 Tải trọng tác dụng lên cốp pha sàn

Loại tải trọng Ký hiệu

Tải tính toán kN/m 2 kN/m 2

Tải trọng người và thiết bị p4 2.5 1.3 3.25

Tải trọng do đầm rung p5 2 1.3 2.6

Tải trọng khi đổ trực tiếp p6 4 1.3 5.2

HÌnh 9 4 Hệ cốp pha sàn

Chọn khoảng cách sườn trên là 0.3 m

HÌnh 9 5 Sơ đồ tính ván khuôn sàn Bảng 9 9 Thông số tính toán

Thông tin Kết quả tính Đơn vị

Bề rộng dãi 1 m Ứng suất kéo cho phép [] 18000 kN/m 2

Bề dày tấm ván 21 mm

Moment quán tính (Ix) 48.6 cm 4

Momnet kháng uốn (Wx) 54 cm 3

  M  < [ ] 18000 kN/m   2  Thỏa điều kiện bền

Chuyển vị cho phép [ ] 0.3 0.75 (mm)

   [ ] Thỏa điều kiện chuyển vị

Chọn khoản cách sườn dưới là 1 m

Sơ đồ tính sườn trên :

HÌnh 9 6 Diện truyền tải vào sườn trên

HÌnh 9 7 Sơ đồ tính sườn trên Bảng 9 10 Thông số tính toán sườn trên

Modul đàn hồi 21010 6 kN/m 2 Ứng suất kép cho phép 210000 kN/m 2 Moment quán tính (Ix) 13.456 cm 4 Momnet kháng uốn (Wx) 5.383 cm 3 17.302 0.3 q tt   5.191 kN/m

  M  < [ ] 210000 kN/m 2  Thỏa điều kiện bền

Chuyển vị cho phép [ ] 1 2.5 (mm)

400 400 f  l   ,    [ ] Thỏa điều kiện chuyển vị

Chọn khoản cách chống là 1 m

HÌnh 9 8 Sơ đồ truyền tải sườn dưới

Modul đàn hồi 21010 6 kN/m 2 Ứng suất kép cho phép 210000 kN/m 2 Moment quán tính (Ix) 70.275 cm 4 Momnet kháng uốn (Wx) 14.055 cm 3

Giá trị moment : M max q tt  a q tt 0.3 1.55 (kN.m)

Kiểm tra độ võng : (3 2 4 2 ) 0.92 (mm)

- Tải trọng lớn nhất tác dụng lên thân cây chống: P c 2P tt  2 5.1917.3 (kN)

- Kiểm tra ổn định của cây chống

  Thỏa điều kiện ổn định.

Thiết kế cốp pha đáy dầm 400x800 mm

9.4.1 Tải tác dụng lên đáy dầm

Bảng 9 12 Tải trọng tác dụng lên đáy cốp pha dầm

Tải trọng khi đổ trực tiếp p6 4 1.3 5.2

HÌnh 9 10 Cấu tạo cốp pha dầm

9.4.2 Kiểm tra ván khuôn đáy dầm

Chọn khoảng cách sườn trên là 0.25 m

HÌnh 9 11 Sơ đồ tính ván khuôn dầm

Bảng 9 13 Thông số tính toán

Moment quán tính (Ix) 48.6 cm 4 Momnet kháng uốn (Wx) 54 cm 3

Chọn khoản cách sườn dưới là 1.0 m

HÌnh 9 12 Diện truyền tải vào sườn trên

HÌnh 9 13 Sơ đồ tính khoàn cách sườn trên Bảng 9 14 Thông số tính toán sườn trên

Chọn khoản cách chống là 0.1 m

HÌnh 9 14 Sơ đồ truyền tải sườn dưới

HÌnh 9 15 Sơ đồ tính sườn trên

Bảng 9 15 Thông số tính toán sườn trên

Modul đàn hồi 21010 6 kN/m 2 Ứng suất kép cho phép 210000 kN/m 2 Moment quán tính (Ix) 70.275 cm 4 Momnet kháng uốn (Wx) 14.055 cm 3 30.862 0.25 1 q tt    7.716 kN/m

Giá trị moment : M max q tt  a q tt 0.1250.964 (kN.m)

Kiểm tra độ võng : (3 2 4 2 ) 0.617 (mm)

Tải trọng lớn nhất tác dụng lên thân cây chống: P c P tt 7.716 (kN)

Kiểm tra ổn định của cây chống

  Thỏa điều kiện ổn định.

Thiết kế cốp pha thành dầm 400x800 mm

9.5.1 Tải tác dụng lên thành dầm

Bảng 9 16 Tải trọng tác dụng lên coppha thành dầm

HÌnh 9 16 cấu tạp cốp pha thành dầm

9.5.2 Kiểm tra ván khuôn thành dầm

Chọn khoảng cách sườn ngang là 0.275 m

HÌnh 9 17 Sơ đồ tính ván khuôn dầm Bảng 9 17 Thông số tính toán

Moment quán tính (Ix) 48.6 cm 4

Momnet kháng uốn (Wx) 54 cm 3

Chọn khoản cách sườn dưới là 1.0 m

HÌnh 9 18 Diện truyền tải vào sườn ngang

Chọn khoản cách ty giằng là 0.55 m

HÌnh 9 20 Sơ đồ truyền tải sườn đứng

HÌnh 9 21 Sơ đồ tính sườn đứng

Bảng 9 19 Thông số tính toán sườn đứng

Modul đàn hồi 21010 6 kN/m 2 Ứng suất kép cho phép 210000 kN/m 2 Moment quán tính (Ix) 70.275 cm 4 Momnet kháng uốn (Wx) 14.055 cm 3 29.85 0.275 1 q tt    8.209 kN/m

Giá trị moment : max 1.847 (kN.m)

Tải trọng lớn nhất truyền vào ty giằng Pq tt  S 8.209 0.3 1  2.463 (kN)

Kiểm tra bền của ty giằng

1 Tiêu chuẩn thiết kế bê tông và bê tông cốt thép TCVN 5574:2018

2 Tiêu chuẩn thiết kế tải trọng và tác động TCVN 2737:1995

3 Tiêu chuẩn thiết kế kết cấu bê tông cốt thép toàn khối TCVN 198:1997

4 Tiêu chuẩn thiết kế công trình chịu động đất TCVN 9386:2012

5 Tiêu chuẩn thiết kế móng cọc TCVN 10304:2014

6 Tiêu chuẩn về gió động TCVN229:1999

7 Kết cấu bê tông cốt thép tập 3 (các cấu kiện đặt biệt) – Võ Bá Tầm

Tiêu đề	Chung Cư An Phú
Tác giả	Trần Khắc Sinh
Người hướng dẫn	PGS.TS. Hà Duy Khánh
Trường học	Trường Đại Học Sư Phạm Kỹ Thuật Thành Phố Hồ Chí Minh
Chuyên ngành	Công Nghệ Kỹ Thuật Công Trình Xây Dựng
Thể loại	Đồ Án Tốt Nghiệp
Năm xuất bản	2023
Thành phố	Thành Phố Hồ Chí Minh

Định dạng
Số trang	162
Dung lượng	8,83 MB