Chung cư cao cấp an phú

Giải pháp kết cấu sàn là sàn không dầm, không có mũ cột, chỉ đóng trần ở khu vực sàn vệ sinh mà không đóng trần ở các phòng sinh hoạt và hành lang nhằm giảm thiểu chiều cao tầng nên hệ t

KIẾN TRÚC

Nhu cầu xây dựng công trình

Trong những năm gần đây, nhà cao tầng là một cái tên không hề xa lạ đối với ngành xây dựng thế giới nói chung cũng như ngành xây dựng Viêt Nam nói riêng Mức độ đô thị hóa ngày càng tăng, mức sống và thu nhập của người dân ngày càng được nâng cao kéo theo nhu cầu ăn ở, nghỉ ngơi, giải trí ở một mức cao hơn, tiện nghi hơn Do đó, nhà cao tầng là phương án tối ưu nhất để giải quyết các nhu cầu này, đối với một đất nước đang trên đà phát triển như Việt Nam

Mặt khác với xu hướng hội nhập, công nghiệp hoá hiện đại hoá đất nước hoà nhập với xu thế phát triển của thời đại nên sự đầu tư xây dựng các công trình nhà ở cao tầng thay thế các công trình thấp tầng, các khu dân cư đã xuống cấp là rất cần thiết

Vì vậy chung cư An Phú đã được thông qua và khởi công xây dựng nhằm đáp ứng nhu cầu ở của người dân cũng như thay đổi bộ mặt cảnh quan đô thị tương xứng với tầm vóc của một đất nước đang trên đà phát triển.

Địa điểm xây dựng công trình

Công trình của chung ta có vị trí tại trung tâm khu đô thị mới Thảo Điền, quận 2, công trình nằm ở vị trí thoáng và đẹp, tạo điểm nhấn đồng thời tạo nên sự hài hoà hợp lý và hiện đại cho tổng thể quy hoạch khu dân cư

Công trình nằm trên trục đường giao thông chính thuận lợi cho việc cung cấp vật tư và giao thông ngoài công trình Ngoài ra, với vị trí này Chung cư An Phú còn gần các quận trung tâm như quận 1, quận bình thạnh và thành phố Thủ Đức, biến vị trí chúng ta ở thành nơi khá đắc địa

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

Khu đất xây dựng công trình bằng phẳng, hiện trạng không có công trình cũ, không có công trình ngầm bên dưới đất nên rất thuận lợi cho công việc thi công và bố trí tổng bình đồ

Hình 1.1 – Chung cư An Phú

Đặc điểm kiến trúc công trình

1.3.1 Mặt bằng và phân khu chức năng

Mặt bằng công trình hình chữ nhật, chiều dài 49.7 m, chiều rộng 27.6 m chiếm diện tích đất xây dựng là 1372 m 2

Công trình gồm 18 tầng và 1 tầng hầm Cốt ±0,00 tại mặt đất tự nhiên tại, mặt sàn tầng hầm tại cốt -3,00 m Chiều cao công trình là 61 m tính từ cốt mặt đất tự nhiên

Tầng hầm: thang máy bố trí ở giữa, chỗ đậu xe ôtô xung quanh Các hệ thống kỹ thuật như bể chứa nước sinh hoạt, trạm bơm, trạm xử lý nước thải được bố trí hợp lý giảm tối thiểu chiều dài ống dẫn Tầng hầm có bố trí thêm các bộ phận kỹ thuật về điện như trạm cao thế, hạ thế, phòng quạt gió

Tầng trệt, tầng lửng: dùng làm siêu thị nhằm phục vụ nhu cầu mua bán, các dịch vụ giải trí cho các hộ gia đình cũng như nhu cầu chung của khu vực

Tầng kỹ thuật: bố trí các phương tiện kỹ thuật, điều hòa, thiết bị thông tin

Tầng 3 – 18: bố trí các căn hộ phục vụ nhu cầu ở

Nhìn chung giải pháp mặt bằng đơn giản, tạo không gian rộng để bố trí các căn hộ bên trong, sử dụng loại vật liệu nhẹ làm vách ngăn giúp tổ chức không gian linh hoạt rất phù hợp với xu hướng và sở thích hiện tại, có thể dể dàng thay đổi trong tương lai

Hình 1.2 – Mặt bằng tầng điển hình 1.3.2 Mặt đứng

Sử dụng, khai thác triệt để nét hiện đại với cửa kính lớn, tường ngoài được hoàn thiện bằng sơn nước

Hình 1.3 – Mặt đứng trục 1-6 1.3.3 Hệ thống giao thông

Hệ thống giao thông ngang trong mỗi tầng là hệ thống hành lang

Hệ thống giao thông đứng là thang bộ và thang máy, bao gồm 01 thang bộ, 03 thang máy trong đó có 02 thang máy chính và 01 thang máy chở hàng và phục vụ y tế có kích thước lớn hơn Thang máy bố trí ở chính giữa nhà, căn hộ bố trí xung quanh lõi phân cách bởi hành lang nên khoảng đi lại là ngắn nhất, rất tiện lợi, hợp lý và bảo đảm thông thoáng.

Giải pháp kỹ thuật

Hệ thống tiếp nhận điện từ hệ thống điện chung của khu đô thị vào nhà thông qua phòng máy điện Từ đây điện được dẫn đi khắp công trình thông qua mạng lưới điện nội bộ Ngoài ra khi bị sự cố mất điện có thể dùng ngay máy phát điện dự phòng đặt ở tầng ngầm để phát

Nguồn nước được lấy từ hệ thống cấp nước khu vực và dẫn vào bể chứa nước ở tầng hầm rồi bằng hệ bơm nước tự động nước được bơm đến từng phòng thông qua hệ thống gen chính ở gần phòng phục vụ

Giải pháp kết cấu sàn là sàn không dầm, không có mũ cột, chỉ đóng trần ở khu vực sàn vệ sinh mà không đóng trần ở các phòng sinh hoạt và hành lang nhằm giảm thiểu chiều cao tầng nên hệ thống ống dẫn nước ngang và đứng được nghiên cứu và giải quyết kết hợp với việc bố trí phòng ốc trong căn hộ thật hài hòa Sau khi xử lý, nước thải được đẩy vào hệ thống thoát nước chung của khu vực

Bốn mặt của công trình đều có ban công thông gió chiếu sáng cho các phòng Ngoài ra còn bố trí máy điều hòa ở các phòng

Công trình BTCT bố trí tường ngăn bằng gạch rỗng vừa cách âm vừa cách nhiệt Dọc hành lang bố trí các hộp chống cháy bằng các bình khí CO2

Các tầng lầu đều có 3 cầu thang đủ đảm bảo thoát người khi có sự cố về cháy nổ Bên cạnh đó trên đỉnh mái còn có bể nước lớn phòng cháy chữa cháy

Chọn sử dụng hệ thống thu sét chủ động quả cầu Dynasphere được thiết lập ở tầng mái và hệ thống dây nối đất bằng đồng được thiết kế để tối thiểu hóa nguy cơ bị sét đánh

Rác thải ở mỗi tầng được đổ vào gen rác đưa xuống gian rác, gian rác được bố trí ở tầng hầm và có bộ phận đưa rác ra ngoài Gian rác được thiết kế kín đáo, kỹ càng để tránh làm bốc mùi gây ô nhiễm môi trường.

LỰA CHỌN CÁC GIẢI PHÁP VỀ KẾT CẤU CÔNG TRÌNH VÀ SƠ BỘ CÁC KÍCH THƯỚC

Lựa chọn giải pháp kết cấu

2.1.1 Hệ kết cấu khung chịu lực chính

Căn cứ vào sơ đồ làm việc thì kết cấu nhà cao tầng có thể phân loại như sau:

- Các hệ kết cấu cơ bản: Kết cấu khung, kết cấu tường chịu lực, kết cấu lõi cứng và kết cấu ống

- Các hệ kết cấu hỗn hợp: Kết cấu khung-giằng, kết cấu khung-vách, kết cấu ống lõi và kết cấu ống tổ hợp

- Các hệ kết cấu đặc biệt: Hệ kết cấu có tầng cứng, hệ kết cấu có dầm truyền, kết cấu có hệ giằng liên tầng và kết cấu có khung ghép

Mỗi loại kết cấu trên đều có những ưu nhược điểm riêng tùy thuộc vào nhu cầu và khả năng thi công thực tế của từng công trình

Trong đó kết cấu tường chịu lực (hay còn gọi là vách cứng) là một hệ thống tường vừa làm nhiệm vụ chịu tải trọng đứng vừa là hệ thống chịu tải trọng ngang Đây là loại kết cấu mà theo nhiều tài liệu nước ngoài đã chỉ ra rằng rất thích hợp cho các chung cư cao tầng Ưu điểm nổi bật của hệ kết cấu này là không cần sử dụng hệ thống dầm sàn nên kết hợp tối ưu với phương án sàn không dầm Điều này làm cho không gian bên trong nhà trở nên đẹp đẽ, không bị hệ thống dầm cản trở, do vậy chiều cao của ngôi nhà giảm xuống Hệ kết cấu tường chịu lực kết hợp với hệ sàn tạo thành một hệ hộp nhiều ngăn có độ cứng không gian lớn, tính liền khối cao, độ cứng phương ngang tốt khả năng chịu lực lớn, đặt biệt là tải trọng ngang Kết cấu vách cứng có khả năng chịu động đất tốt Theo kết quả nghiên cứu thiệt hại các trận động đất gây ra, ví dụ trận động đất vào tháng 2/1971 ở California, trận động đất tháng 12/1972 ở Nicaragoa, trận động đất năm 1977 ở Rumani cho thấy rằng công trình có kết cấu vách cứng chỉ bị hư hỏng nhẹ trong khi các công trình có kết cấu khung bị hỏng nặng hoặc sụp đổ hoàn toàn Vì vậy đây là giải pháp kết cấu được chọn sử dụng cho công trình

Trong công trình hệ sàn có ảnh hưởng rất lớn tới sự làm việc không gian của kết cấu Việc lựa chọn phương án sàn hợp lý là rất quan trọng Do vậy, cần phải có sự phân tích đúng để lựa chọn ra phương án phù hợp với kết cấu của công trình

Ta xét các phương án sàn sau:

Cấu tạo bao gồm hệ dầm và bản sàn Ưu điểm:

Tính toán đơn giản Được sử dụng phổ biến ở nước ta với công nghệ thi công phong phú nên thuận tiện cho việc lựa chọn công nghệ thi công

Chiều cao dầm và độ võng của bản sàn rất lớn khi vượt khẩu độ lớn, dẫn đến chiều cao tầng của công trình lớn nên gây bất lợi cho kết cấu công trình khi chịu tải trọng ngang và không tiết kiệm chi phí vật liệu

Không tiết kiệm không gian sử dụng

Cấu tạo gồm hệ dầm vuông góc với nhau theo hai phương, chia bản sàn thành các ô bản kê bốn cạnh có nhịp bé, theo yêu cầu cấu tạo khoảng cách giữa các dầm không quá 2m Ưu điểm:

Tránh được có quá nhiều cột bên trong nên tiết kiệm được không gian sử dụng và có kiến trúc đẹp,thích hợp với các công trình yêu cầu thẩm mỹ cao và không gian sử dụng lớn như hội trường, câu lạc bộ

Không tiết kiệm, thi công phức tạp

Khi mặt bằng sàn quá rộng cần phải bố trí thêm các dầm chính Vì vậy, nó cũng không tránh được những hạn chế do chiều cao dầm chính phải lớn để giảm độ võng

2.1.2.c Sàn không dầm (không có mũ cột)

Cấu tạo gồm các bản kê trực tiếp lên cột Ưu điểm:

+ Chiều cao kết cấu nhỏ nên giảm được chiều cao công trình

+ Tiết kiệm được không gian sử dụng

+ Dễ phân chia không gian

+ Dễ bố trí hệ thống kỹ thuật điện, nước

+ Thích hợp với những công trình có khẩu độ vừa

Việc thi công phương án này nhanh hơn so với phương án sàn dầm bởi không phải mất công gia công cốp pha, côt thép dầm, cốt thép được đặt tương đối định hình và đơn giản, việc lắp dựng ván khuôn và cốp pha cũng đơn giản

Do chiều cao tầng giảm nên thiết bị vận chuyển đứng cũng không cần yêu cầu cao, công vận chuyển đứng giảm nên giảm giá thành phương án sàn dầm

Trong phương án này các cột không được liên kết với nhau để tạo thành khung do đó độ cứng nhỏ hơn nhiều so với phương án sàn dầm, do vậy khả năng chịu lực theo phương ngang phương án này kém hơn phương án sàn dầm, chính vì vậy tải trọng ngang hầu hết do vách chịu và tải trọng đứng do cột chịu

Sàn phải có chiều dày lớn để đảm bảo khả năng chịu uốn và chống chọc thủng do đó dẫn đến tăng khối lượng sàn

2.1.2.d Sàn không dầm ứng lực trước Ưu điểm: Ngoài các đặc điểm chung của phương án sàn không dầm thì phương án sàn không dầm ứng lực trước sẽ khắc phục được một số nhược điểm của phương án sàn không dầm:

Giảm chiều dày sàn khiến giảm được khối lượng sàn dẫn tới giảm tải trọng ngang tác dụng vào công trình cũng như giảm tải trọng đứng truyền xuống móng

Tăng độ cứng của sàn lên, khiến cho thoả mãn về yêu cầu sử dụng bình thường

Sơ đồ chịu lực trở nên tối ưu hơn do cốt thép ứng lực trước được đặt phù hợp với biểu đồ mômen do tính tải gây ra, nên tiết kiệm được cốt thép

Nhược điểm: Tuy khắc phục được các ưu điểm của sàn không dầm thông thường nhưng lại xuất hiện một số khó khăn cho việc chọn lựa phương án này như sau:

Thiết bị thi công phức tạp hơn, yêu cầu việc chế tạo và đặt cốt thép phải chính xác do đó yêu cầu tay nghề thi công phải cao hơn, tuy nhiên với xu thế hiện đại hoá hiện nay thì điều này sẽ là yêu cầu tất yếu

Thiết bị giá thành cao và còn hiếm do trong nước chưa sản xuất được

Lựa chọn vật liệu

Vật liệu xây có cường độ cao, trọng lượng nhỏ, khả năng chống cháy tốt

Vật liệu có tính biến dạng cao: Khả năng biến dạng dẻo cao có thể bổ tính năng chịu lực thấp

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

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

Vật liệu có giá thành hợp lý

Nhà cao tầng thường có tải trọng rất lớn Nếu sử dụng các loại vật liệu trên tạo điều kiện giảm được đáng kể tải trọng cho công trình, kể cả tải trọng đứng cũng như tải trọng ngang do lực quán tính

Trong điều kiện nước ta hiện nay thì vật liệu BTCT hoặc thép là loại vật liệu đang được các nhà thiết kế sử dụng phổ biến trong các kết cấu nhà cao tầng.

Các tiêu chuẩn, quy phạm dùng trong tính toán

TCVN 5574: 2018: Kết cấu bê tông và bê tông cốt thép

TCXD 198: 1997: Nhà cao tầng – Thiết kế bê tông cốt thép toàn khối

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

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

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

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

TCVN 10304: 2012: Móng cọc – tiêu chuẩn thiết kế

TCVN 9395: 2012: Cọc khoan nhồi - thi công và nghiệm thu

TCVN 7888-2015: Cọc bê tông ly tâm ứng lực trước

Lựa chọn phương pháp tính toán

Trong giai đoạn hiện nay, nhờ sự phát triển mạnh mẽ của máy tính điện tử, đã có những thay đổi quan trọng trong cách nhìn nhận phương pháp tính toán công trình Khuynh hướng đặc thù hoá và đơn giản hoá các trường hợp riêng lẻ được thay thế bằng khuynh hướng tổng quát hoá Đồng thời khối lượng tính toán số học không còn là một trở ngại nữa Các phương pháp mới có thể dùng các sơ đồ tính sát với thực tế hơn, có thể xét tới sự làm việc phức tạp của kết cấu với các mối quan hệ phụ thuộc khác nhau trong không gian Việc tính toán kết cấu nhà cao tầng nên áp dụng những công nghệ mới để có thể sử dụng mô hình không gian nhằm tăng mức độ chính xác và phản ánh sự làm việc của công trình sát với thực tế hơn

2.4.2 Các giả thuyết dùng trong tính toán nhà cao tầng

Sàn là tuyệt đối cứng trong mặt phẳng của nó (mặt phẳng ngang) và liên kết ngàm với các phần tử cột, vách cứng ở cao trình sàn Không kể biến dạng cong (ngoài mặt phẳng sàn) lên các phần tử (thực tế không cho phép sàn có biến dạng cong) Bỏ qua sự ảnh hưởng độ cứng uốn của sàn tầng này đến các sàn tầng kế bên Mọi thành phần hệ chịu lực trên từng tầng đều có chuyển vị ngang như nhau Các cột và vách cứng đều được ngàm ở chân cột và chân vách cứng ngay mặt đài móng

Khi tải trọng ngang tác dụng thì tải trọng tác dụng này sẽ truyền vào công trình dưới dạng lực phân bố trên các sàn (vị trí tâm cứng của từng tầng) vì có sàn nên các lực này truyền sang sàn và từ đó truyền sang vách

Biến dạng dọc trục của sàn, của dầm xem như là không đáng kể

2.4.3 Phương pháp tính toán xác định nội lực

Hiện nay trên thế giới có ba trường phải tính toán hệ chịu lực nhà nhiều tầng thể hiện theo ba mô hình sau:

Mô hình liên tục thuần túy: Giải trực tiếp phương trình vi phân bậc cao, chủ yếu là dựa vào lý thuyết vỏ, xem toàn bộ hệ chịu lực là hệ chịu lực siêu tĩnh Khi giải quyết theo mô hình này, không thể giải quyết được hệ có nhiều ẩn Đó chính là giới hạn của mô hình này

Mô hình rời rạc (Phương pháp phần tử hữu hạn): Rời rạc hoá toàn bộ hệ chịu lực của nhà nhiều tầng, tại những liên kết xác lập những điều kiện tương thích về lực và chuyển vị Khi sử dụng mô hình này cùng với sự trợ giúp của máy tính có thể giải quyết được tất cả các bài toán Hiện nay ta có các phần mềm trợ giúp cho việc giải quyết các bài toán kết cấu như ETABS, SAFE,…

Mô hình rời rạc - liên tục (Phương pháp siêu khối): Từng hệ chịu lực được xem là rời rạc, nhưng các hệ chịu lực này sẽ liên kết lại với nhau thông qua các liên kết trượt xem là phân bố liên tục theo chiều cao Khi giải quyết bài toán này ta thường chuyển hệ phương trình vi phân thành hệ phương trình tuyến tính bằng phương pháp sai phân Từ đó giải các ma trận và tìm nội lực

Giới thiệu về phương pháp phần tử hữu hạn (PPPTHH)

Trong các phương pháp kể trên, phương pháp phần tử hữu hạn hiện được sử dụng phổ biến hơn cả do những ưu điểm của nó cũng như sự hỗ trợ đắc lực của một số phần mềm tính toán dựa trên cơ sở phương pháp tính toán này

Theo phương pháp phần tử hữu hạn, vật thể thực liên tục được thay thế bằng một số hữu hạn các phần tử rời rạc có hình dạng đơn giản, có kích thước càng nhỏ càng tốt nhưng hữu hạn, chúng được nối với nhau bằng một số điểm quy định được gọi là nút Các vật thể này vẫn được giữ nguyên là các vật thể liên tục trong phạm vi của mỗi phần tử, nhưng có hình dạng đơn giản và kích thước bé nên cho phép nghiên cứu dễ dàng hơn dựa trên cơ sở quy luật về sự phân bố chuyển vị và nội lực (chẳng hạn các quan hệ được xác lập trong lý thuyết đàn hồi) Các đặc trưng cơ bản của mỗi phần tử được xác định và mô tả dưới dạng các ma trận độ cứng (hoặc ma trận độ mềm) của phần tử Các ma trận này được dùng để ghép các phần tử lại thành một mô hình rời rạc hóa của kết cấu thực cũng dưới dạng một ma trận độ cứng (hoặc ma trận độ mềm) của cả kết cấu Các tác động ngoài gây ra nội lực và chuyển vị của kết cấu được quy đổi về các thành các ứng lực tại các nút và được mô tả trong ma trận tải trọng nút tương đương Các ẩn số cần tìm là các chuyển vị nút (hoặc nội lực) tại các điểm nút được xác định trong ma trận chuyển vị nút (hoặc ma trận nội lực nút) Các ma trận độ cứng, ma trận tải trọng nút và ma trận chuyển vị nút được liên hệ với nhau trong phương trình cân bằng theo quy luật tuyến tính hay phi tuyến tùy theo ứng xử thật của kết cấu Sau khi giải hệ phương trình tìm được các ẩn số, người ta có thể tiếp tục xác định được các trường ứng suất, biến dạng của kết cấu theo các quy luật đã được nghiên cứu trong cơ học

Sau đây là thuật toán tổng quát của phương pháp PTHH:

Rời rạc hóa kết cấu thực thành thành một lưới các phần tử chọn trước cho phù hợp với hình dạng hình học của kết cấu và yêu cầu chính xác của bài toán

Xác định các ma trận cơ bản cho từng phần tử (ma trận độ cứng, ma trận tải trọng nút, ma trận chuyển vị nút ) theo trục tọa độ riêng của phần tử

Ghép các ma trận cơ bản cùng loại thành ma trận kết cấu theo trục tọa độ chung của cả kết cấu

Dựa vào điều kiện biên và ma trận độ cứng của kết cấu để khử dạng suy biến của nó

Giải hệ phương trình để xác định ma trận chuyển vị nút cả kết cấu

Từ chuyển vị nút tìm được, xác định nội lực cho từng phần tử

Vẽ biểu đồ nội lực cho kết cấu

Thuật toán tổng quát trên được sử dụng cho hầu hết các bài toán phân tích kết cấu: phân tích tĩnh, phân tích động và tính toán ổn định kết cấu.

Lựa chọn công cụ tính toán

Dùng để giải nội lực và phân tích động cho hệ công trình bao gồm các dạng và giá trị dao động, kiểm tra các dạng ứng xử của công trình khi chịu tải trọng động đất Do ETABS là phần mềm phân tích thiết kế kết cấu chuyên cho nhà cao tầng nên việc nhập và xử lý số liệu đơn giản và nhanh hơn so với các phần mềm khác

Dùng để mô hình sàn phẳng, giải nội lực cho các cấu kiện đơn giản của hệ kết cấu nhằm đơn giản hoá trong quá trình tính toán

Khi sử dụng các phần mềm SAP, ETABS cần chú ý đến quan niệm từng cấu kiện của phần mềm để cấu kiện làm việc đúng với quan niệm thực khi đưa vào mô hình

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

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

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

Khi ta chia càng mịn các cấu kiện thì kết quả sẽ càng chính xác Do phần tử hữu hạn truyền lực nhau qua các điểm liên kết của các phần tử với nhau Nếu ta chia các cấu kiện ra nhưng không đúng với quan niệm của phần mềm thì các cấu kiện đó sẽ có độ cứng tăng đột ngột và làm việc sai với chức năng của chúng trong quan niệm tính, từ đó dẫn đến các kết quả tính của cả hệ kết cấu sẽ thay đổi

Hệ kết cấu nhà cao tầng cần được tính toán cả về tĩnh lực, ổn định và động lực Các bộ phận kết cấu được tính toán theo trạng thái giới hạn thứ nhất (TTGH 1) Trong trường hợp đặc biệt do yêu cầu sử dụng thì mới tính toán theo trạng thái giới hạn thứ hai (TTGH 2) Khác với nhà thấp tầng, trong thiết kế nhà cao tầng thì tính chất ổn định tổng thể công trình đóng vai trò hết sức quan trọng và cần phải được tính toán kiểm tra.

Số liệu tính toán

Bê tông cho kết cấu bên trên và đài cọc dùng cấp độ bền B30 với các chỉ tiêu như sau:

+ Cường độ tính toán chịu nén: Rb0 kg/cm 2

+ Cường độ chịu kéo tính toán: Rbt.5 kg/cm 2

+ Môđun đàn hồi: Eb= 300000 kg/cm2

Cốt thép gân CB300-V cho đường kính ≥10 cho cọc khoan nhồi, đài móng, cấu kiện bên trên với các chỉ tiêu:

+ Cường độ chịu nén tính toán: Rsc&00 (kg/cm 2 )

+ Cường độ chịu kéo tính toán: Rs&00 (kg/cm 2 )

+ Cường độ tính cốt thép ngang: Rsw!00 (kg/cm 2 )

+ Môđun đàn hồi: Eb= 2000000 (kg/cm 2 )

Cốt thép trơn CB240-T có đường kính 0.25g

Công trình nằm ở quận 2 với a vg =0.9 0.8397 =0.75580.25 g =2.4525 m / s( 2 )nên không cần xét đến thành phần đứng của tải động đất Do đó, không cần xây dựng phổ phản ứng theo phương đứng

Tải trọng động đất được xác định bằng phương pháp nhập phổ thiết kế vào phần mềm Etabs để tải trọng được tính toán và gán vào công trình

3.4.4 Khai báo vào ETABS để tính toán tải trọng động đất

Các hệ số tổ hợp  E,i dùng để tính toán các hệ quả của tác động động đất phải được xác định theo biểu thức sau:  =  E,i 2,i Trong đó :

 =0.8 (Bảng 4.2 TCVN 9386:2012), các tầng được sử dụng đồng thời

 2,i = 0.3 (Bảng 3.4 TCVN 9386-2012), Tải trọng đặt lên nhà loại A, loại nhà

 Hệ số Mass Source: 1DL + 1SDL + 1WALL + 0.24HT1 + 0.24 HT2

Phổ phản ứng đàn hồi phương ngang

Hình 3.9 - Hệ số Mass Source động đất

❖ Định nghĩa phổ phản ứng vào ETABS 2019

Define →Functions →Response Spectrum tiến hành khai báo, kết quả phổ khi khai báo vào ETABS:

Hình 3.10 - Phổ phản ứng nhập vào ETABS

❖ Định nghĩa trường hợp tải trọng động đất

Define → Load Case, chọn Add New Case tiến hành khai báo:

Hình 3.11 - Trường hợp động đất phương x

Hình 3.12 - Trường hợp động đất phương y

Tổ hợp tải trọng

TT Ký hiệu Loại Ý nghĩa

1 DL DEAD Tải trọng bản thân

2 LL1 LIVE Hoạt tải > 2kN/m2

3 LL2 LIVE Hoạt tải < 2kN/m3

4 WTX WIND Gió tĩnh theo phương X

5 WTY WIND Gió tĩnh theo phương y

6 WDX WIND Gió động theo phương X

7 WDY WIND Gió động theo phương X

8 EX SEISMIC Động đất phương X

9 EY SEISMIC Động đất phương Y

Tổ hợp tải trọng gồm có tổ hợp cơ bản và tổ hợp đặc biệt

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

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

Tổ hợp tải trọng cơ bản có từ hai tải trọng tạm thời trở lên thì giá trị tính toán của tải trọng tạm thời được nhân với hệ số tổ hợp là  =0.9

CB1 1DL+1SD+1WALL+1LL1+1LL2

TỔ HỢP CƠ BẢN 1: 1TT+1HT

CB2 1DL+1SD+1WALL+1WTX

CB3 1DL+1SD+1WALL+1WTY

CB4 1DL+1SD+1WALL+1WDY

CB5 1DL+1SD+1WALL+1WDX

CB6 1DL+1SD+1WALL+0.9LL1+0.9LL2+0.9WTX

TỔ HỢP CƠ BẢN 2: 1TT+0.9HT

CB7 1DL+1SD+1WALL+0.9LL1+0.9LL2+0.9WTY

CB8 1DL+1SD+1WALL+0.9LL1+0.9LL2+0.9WDX

CB9 1DL+1SD+1WALL+0.9LL1+0.9LL2+0.9WDY

THCB1 CB1+CB2+CB3+CB4+CB5+CB6+CB7+CB8+CB9

TH1 1.1DL+1.2SDL+1.1WALL+1.3LL1+1.2LL2

TH2 1.1DL+1.2SDL+1.1WALL+1.2WTX

TH3 1.1DL+1.2SDL+1.1WALL+1.2WTY

TH4 1.1DL+1.2SDL+1.1WALL+1.2WDX

TH5 1.1DL+1.2SDL+1.1WALL+1.2WDY

TH6 1.1DL+1.2SDL+1.1WALL+1.17LL1+1.08LL2+1.08WTX

TH7 1.1DL+1.2SDL+1.1WALL+1.17LL1+1.08LL2+1.08WTY

TH8 1.1DL+1.2SDL+1.1WALL+1.17LL1+1.08LL2+1.08WDX

TH9 1.1DL+1.2SDL+1.1WALL+1.17LL1+1.08LL2+1.08WDY

THB1 TH1+TH2+TH3+TH4+TH5+TH6+TH7+TH8+TH9

TH10 1DL+1SDL+1WALL+0.3LL1+0.3LL2+1EX+0.3EY

TH11 1DL+1SDL+1WALL+0.3LL1+0.3LL2+1EY+0.3EX

KIỂM TRA TRẠNG THÁI GIỚI HẠN II

Kiểm tra độ cứng

Kiểm tra chuyển vị đỉnh

Theo bảng M.4 TCVN 5574:2018 thì chuyển vị ngang tại đỉnh công trình của nhà cao tầng tính phải thỏa mãn điều kiện: f 1 H 61

• f là chuyển vị ngang lớn nhất tại đỉnh công trình

• H là chiều cao công trình

Bảng 4.1 - Bảng chuyển vị tại đỉnh

Story Load Case Direction Max Displacement

Hình 4.1 - Chuyển vị đỉnh CB2

Chuyển vị tương đối giữa các tầng

4.2.1 Chuyển vị ngang tương đối giữa các tầng do gió

Theo TCVN 5574-2018 Bảng M.4 có ghi rõ:

Chuyển vị ngang tương đối của 1 tầng trong nhà nhiều tầng có “tường, tường ngăn bằng gạch, bê tông thạch cao, panen bê tông cốt thép” có chuyển vị giới hạn:

Trong đó : hs là chiều cao tầng

Bảng 4.2 - Bảng kiểm tra chuyển vị ngang tương đối do gió theo phương X

Hướng gió Tầng Chiều cao tầng

Hướng gió Tầng Chiều cao tầng

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

Theo mục 4.4.3.2 hạn chế chuyển vị ngang tương đối giữa các tầng , TCVN 9386-2012:

• dr là chuyển vị ngang thiết kế tương đối giữa các tầng, được xác định như là hiệu của các chuyển vị ngang trung bình ds tại trần và sàn của tầng đang xét, được tính trong 4.3.4.1 d c d =q d r

• qd là hệ số ứng xử chuyển vị, giả thiết bằng q trừ khi có quy định khác q=3.9kN/m 2

• dr là chuyển vị của 1 điểm của hệ kết cấu gây ra bởi tác động đất thiết kế

• dc là chuyển vị của cùng điểm đó của hệ kết cấu được xác định bằng phân tích trên phổ phản ứng thiết kế

Từ đó ta có điều kiện để kiểm tra:

=>Vậy dc là chuyển vị lấy từ mô hình etabs

• v là hệ số chiết giảm xét đến chu kỳ lặp thấp hơn của tác động động đất liên quan đến yêu cầu hạn chế hư hỏng

Mục 4.4.3.2 TCVN 9386:2012 => v= 0.4 cho các mức độ quan trọng I và II ; v=0.5 cho các mực độ quan trọng III và IV v=0.5 q=3.9kN/m 2 Trường hợp kiểm tra

Tầng hs Driftx Drifty dc,x Kiểm tra

Bảng 4.4 – Chuyển vị ngang tương đối do động đất

Kiểm tra điều kiện ổn định chống lật

Nhà cao tầng BTCT có tỷ lệ chiều cao trên chiều rộng lớn hơn 5 phải kiểm tra khả năng chống lật dưới tác động của động đất và tải trọng gió Khi tính toán mômen chống lật, hoạt tải các tầng được kể đến 50%, còn tỉnh tải lấy 90% (Theo mục 3.2 TCVN 198-1997) công trình

Kiểm tra độ dao động

Theo yêu cầu sử dụng, gia tốc cực đại của chuyển động tại đỉnh công trình dưới tác động của gió động có giá trị nằm trong giới hạn cho phép:

• y :giá trị tính toán của gia tốc cực đại dưới tác động của tải trọng gió động

•   Y : giá trị cho phép của gia tốc, lấy bằng 150 mm/s 2

Giá trị tính toán của gia tốc cực đại được xác định theo công thức thực nghiệm như trong cuốn “MonoGraph on Planning and Design of Tall Building- Structural design of Tall Steel Building – American Society of C.E, 1979”:

• Aw là biên độ dao động ứng với chuyển vị lớn nhất tại đỉnh công trình do thành phần gió động

• f là tần số dao động của mode dao động tính toán

Hình 4.3 - Chuyển vị tại đỉnh của công trình do gió động X

Hình 4.4 - Chuyển vị tại đỉnh của công trình do gió động Y

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- Δ) nếu tại tất cả các tầng thỏa mãn điều kiện:

• : hệ số nhạy cảm của chuyển vị ngang tương đối giữa các tầng

• P tot : 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

• V tot : tổng lực cắt tầng do dao động đất gây ra

• d r : chuyển vị ngang thiết kế tương đối giữa các tầng

Các điều kiện kiểm tra :

• 0.1: không cần xét tới hiệu ứng bậc 2

• 0.1  0.2: có thể lấy gần đúng các hiệu ứng bậc 2 bằng cách nhân với hệ số

• Giá trị hệ số  không vượt quá 0.3

Hệ số độ nhạy:  max = 0.0068

=>Kết luận: không cần xét đến hiệu ứng bậc 2 trong mô hình tính toán để kể đến ảnh hưởng của tải trọng động đất

Hệ số độ nhạy:  max = 0.0082

=>Kết luận: không cần xét đến hiệu ứng bậc 2 trong mô hình tính toán để kể đến ảnh hưởng của tải trọng động đất

Bảng 4.5 - Tính toán hệ số nhạy cảm theo EX

Tầng h drif X P tot V tot X D Check

Tầng 14 3.5 0.000508 37127.2513 1839.702 0.002929146 OK Tầng 13 3.5 0.000514 50317.1703 2110.3423 0.003501534 OK Tầng 12 3.5 0.000517 63514.1293 2301.8076 0.004075903 OK Tầng 11 3.5 0.000514 76725.6083 2453.2568 0.004592957 OK Tầng 10 3.5 0.000506 89947.5373 2587.3777 0.005025878 OK Tầng 9 3.5 0.000495 103260.6562 2726.0819 0.005357142 OK Tầng 8 3.5 0.000481 116623.8252 2891.4848 0.005542981 OK Tầng 7 3.5 0.000461 129976.2142 3093.918 0.005533348 OK Tầng 6 3.5 0.000437 143449.4931 3325.0389 0.005386612 OK Tầng 5 3.5 0.000407 156980.5221 3566.2007 0.005118779 OK Tầng 4 3.5 0.00037 170511.5511 3802.4924 0.004740445 OK Tầng 3 3.5 0.000321 184025.6401 4021.8448 0.004196527 OK Tầng 2 1.7 0.000268 195583.1358 4156.8657 0.007417393 OK Tầng kỹ thuật 2.8 0.000236 205852.0719 4285.3942 0.004048726 OK Tầng lửng 4 0.000162 218059.2779 4375.1608 0.002018532 OK Tầng trệt 3 0.000014 237347.0955 4387.1508 0.000252469 OK

Bảng 4.6 - Tính toán hệ số nhạy cảm theo EY

Tầng h drifY Ptot VtotY phi Check

Sân thượng 3.5 0.000392 10747.4134 806.8523 0.00149186 OK Tầng 15 3.5 0.000407 23937.3324 1398.3034 0.001990677 OK Tầng 14 3.5 0.000423 37127.2513 1815.9966 0.002470871 OK Tầng 13 3.5 0.000437 50317.1703 2112.2902 0.00297424 OK Tầng 12 3.5 0.000448 63514.1293 2335.9251 0.003480338 OK Tầng 11 3.5 0.000454 76725.6083 2516.1945 0.003955341 OK Tầng 10 3.5 0.000455 89947.5373 2669.7496 0.004379879 OK Tầng 9 3.5 0.000453 103260.6562 2816.8664 0.004744591 OK Tầng 8 3.5 0.000449 116623.8252 2979.8838 0.005020723 OK Tầng 7 3.5 0.000439 129976.2142 3170.2318 0.005142441 OK Tầng 6 3.5 0.000425 143449.4931 3381.9059 0.005150607 OK Tầng 5 3.5 0.000404 156980.5221 3599.9427 0.005033424 OK Tầng 4 3.5 0.000375 170511.5511 3813.0551 0.004791196 OK Tầng 3 3.5 0.000331 184025.6401 4011.5472 0.004338368 OK Tầng 2 1.7 0.000282 195583.1358 4134.0127 0.007848014 OK Tầng kỹ thuật 2.8 0.000249 205852.0719 4249.9829 0.004307342 OK Tầng lửng 4 0.000173 218059.2779 4330.6073 0.002177769 OK Tầng trệt 3 0.000023 237347.0955 4345.0421 0.00041879 OK

Hình 4.5 - Kết quả xuất từ ETABS theo EX

Hình 4.6 - Kết quả xuất từ ETABS theo EY

THIẾT KẾ SÀN TẦNG ĐIỂN HÌNH

Sàn sườn toàn khối có bản dầm

Chọn sàn tầng điển hình

Như đã chọn sơ bộ ở trên, bề dày sàn điển hình là 150mm

Dùng SAFE 2016 để thiết kế

Vật liệu sử dụng: (Xem ở mục)

Tải trọng tác dụng: (Xem ở mục)

Tổ hợp tải trọng CV1: CB1 gồm 1SDL+1DL+1WALL+LL1+LL2

Tiết diện sàn: hs = 150 mm (Cho sàn điển hình và sàn vệ sinh, ban công)

Trình bày ở mô hình ETABS 2019

5.3 Kiểm tra độ võng sàn

5.3.1 Kiểm tra độ võng tức thời

Chuyển vị do tác dụng ngắn hạn của toàn bộ tải trọng được tính toán với tổ hợp CB1

Hình 5.1 - Độ võng tức thời

5.3.2 Kiểm tra độ võng dài hạn

Với vùng xây dựng công trình là TP HCM độ ẩm tương đối của môi trường trên 75% ta có:

- Hệ số từ biến  b cr , =1.6

- Biến dạng tương đối bê tông  b red 1, =0.000324

Hệ số từ biến và biến dạng được xét trong quá trình tính toán chuyển vị do các loại tải trọng gây ra thông qua SAFE

Chuyển vị toàn phần của sàn:

- f 1 là chuyển vị do tác dụng ngắn hạn của toàn bộ tải trọng;

- f 2 là chuyển vị do tác dụng ngắn hạn của tải trọng dài hạn;

- f 3 là chuyển vị do tác dụng dài hạn của tải trọng dài hạn

Chuyển vị toàn phần được tính toán với tổ hợp F = − + F 1 F 2 F 3

Hình 5.2 - Độ võng dài hạn

Theo bảng M.1 của TCVN 5574:2018, khi có tác dụng của các tải trọng thường xuyên, tạm thời dài hạn độ võng của bản,sàn bê tông cốt thép trong tất cả các trường hợp không được vượt quá 1/225 nhịp (nội suy tuyến tính).

Kiểm tra vết nứt

Kiểm tra vết nứt tại ô sàn có độ võng lớn nhất

Bê tông cấp độ bền B30: Rb MPa; Rb,n" MPa; Rbt=1.15 MPa; Rbt,ser=1.75 MPa;

Thép CB400-V: Rs= Rsc5 Mpa; Rsw( Mpa; Es 0000 Mpa; s 6.15 b

5.4.3 Giá trị moment tại tiết diện tính toán

Hệ số Ψ = 0.3 𝑚𝑚 Giả thiết hoạt tải dài hạn chiếm Ψ tải toàn phần

M1 = 50.78 kN/m (Tác dụng dài hạn của 1TT+ Ψ HT)

M2 = 40.8 kN/m (Tác dụng ngắn hạn của 1TT+1HT)

M3 = 51.9 kN/m (Tác dụng ngắn hạn của 1TT+ Ψ HT)

5.4.4 Kiểm tra điều kiện hình thành vết nứt

, red red red crc pl bt ser red bt ser bt ser bt ser t t red

Thỏa điều kiện hình thành vết nứt

5.4.5 Tính toán bề rộng vết nứt

Tính toán bề rộng vết nứt tiến hành khi điều kiện hình thành vết nứt được thỏa mãn (M > Mcrc)

Bề rộng vết nứt cần được kiểm tra với điều kiện bề rộng vết nứt ngắn hạn và dài hạn [acrc,u] quy định trong Bảng 17 của TCVN 5574:2018 Điều kiện đảm bảo bề rộng vết nứt: a crc  a crc u , 

Vết nứt dài hạn xác định như sau: a crc = a crc 1

Vết nứt ngắn hạn xác định như sau: a crc = a crc 1 + a crc 2 − a crc 3

Công thức xác định vết nứt ngắn hạn

- acrc1 là bề rộng vết nứt do tác động dài hạn của tải thường xuyên và tải tạm thời dài hạn

- acrc2 là bề rộng vết nứt do tác động ngắn hạn của tải thường xuyên và tải tạm thời

- acrc3 là bề rộng vết nứt do tác động ngắn hạn của tải thường xuyên và tải tạm thời dài hạn

Giả thiết thành phần dài hạn của hoạt tải chiếm  hoạt tải toàn phần Có thể tính toán với:

• acrc1 là bề rộng vết nứt do tác động dài hạn của TT + y.HT

• acrc2 là bề rộng vết nứt do tác động ngắn hạn của TT + HT

• acrc3 là bề rộng vết nứt do tác động ngắn hạn của TT + y.HT

Bề rộng vết nứt cho 1 tiết diện dưới tác dụng của momen tương ứng xác định theo công thức: crc i , 1 2 3 s s s s a L

-    1 2 3 : là các hệ số kể đến ảnh hưởng của thời hạn tác động của tải trọng, hình dạng bề mặt thép và đặc điểm chịu lực (Các hệ số này được lấy theo mục 8.2.2.3.1 của TCVN 5574:2018)

-  s : là ứng suất trong cốt thép chịu kéo Tính toán theo công thức:

- Mi: là momen do ngoại lực tác động trên tiết diện đang xét M tương ứng với các trường hợp tải trọng

-  s 1 : là hệ số quy đổi cốt thép về bê tông

 = R   =   I red : là momen quán tính của tiết diện ngang quy đổi, chỉ kể đến vùng bê tông chịu nén, cốt thép chịu kéo và cốt thép chịu nén Công thức tính Ired lúc này khác với công thức xác định Ired khi tính Mcrc

+   − - y c : là chiều cao vùng nén xác định theo công thức (195)~(197) trong TCVN 5574:2018 với s1 = s2 Với tiết diện hình chữ nhật có kể đến cốt thép chịu kéo và chịu nén được xác định theo công thức dưới đây

- Ls: Là khoảng cách cơ sở giữa các vết nứt kề nhau Xác định theo công thức và các điều kiện dưới đây

- Abt: diện tích vùng bê tông chịu kéo A bt =  = b h b 1 0.065=0.065 ( ) m 2

- As: Là diện tích cốt thép chịu kéo

- ds: đường kính danh nghĩa

Bề rộng vết nứt dài hạn: a crc =a crc ,1=0.052( ) mm   a crc =0.3( ) mm

Kết luận: Đảm bảo điều kiện bề rộng vết nứt dài hạn (Bảng 17 TCVN 5574:2018)

Bề rộng vết nứt ngắn hạn: a crc =a crc 1+a crc 2−a crc 3 =0.04( ) mm   a crc =0.4( ) mm

Kết luận: Đảm bảo điều kiện bề rộng vết nứt ngắn hạn (Bảng 17 TCVN 5574:2018)

Tính toán thép sàn

Vật liệu bê tông B30, cốt thép CB-400V

Kiểm tra hàm lượng thép

=  =   =  =    Chiều dày sàn vệ sinh băng chiều dày các các khác bằng 150mm

Dùng các biện pháp hoàn thiện để tạo dốc, không giảm chiều dày sàn

CSA1 2250 17.5 Gối 150 25 125 43.68 0.164 0.18 1097.62 0.390 12 200 1272.34 0.452 Thỏa CSA1 2250 13.95 Nhịp 150 25 125 25.32 0.095 0.10 609.32 0.217 10 200 883.57 0.314 Thỏa CSA1 2250 24.1 Gối 150 25 125 40.34 0.152 0.17 1005.28 0.357 12 200 1272.34 0.452 Thỏa MSA3 4500 9 Gối 150 25 125 61.76 0.233 0.27 1630.63 0.290 12 200 2544.69 0.452 Thỏa MSA1 4500 13.95 Nhịp 150 25 125 45.87 0.173 0.19 1159.10 0.206 10 200 1767.14 0.314 Thỏa MSA1 4500 32.6 Gối 150 25 125 61.56 0.232 0.27 1624.38 0.289 12 200 2544.69 0.452 Thỏa CSA2 2750 8.75 Gối 150 25 125 51.5 0.194 0.22 1320.81 0.384 12 200 1555.09 0.452 Thỏa CSA3 2750 3.6 Nhịp 150 25 125 23.7 0.089 0.09 568.31 0.165 10 200 1079.92 0.314 Thỏa CSA2 2750 32.85 Gối 150 25 125 51.79 0.195 0.22 1329.29 0.387 12 200 1555.09 0.452 Thỏa

Bảng 5.2 - Bảng tính thép sàn theo Design Strip Layer B

Width Station Vị trí h (mm) a (mm) h 0

CSB10 4375 8.75 Gối 150 25 125 86.57 0.326 0.41 2488.88 0.455 12 200 2474.00 0.452 Thỏa CSB9 4375 17.1 Nhịp 150 25 125 46.69 0.176 0.19 1182.32 0.216 10 200 1718.06 0.314 Thỏa CSB9 4375 11.25 Gối 150 25 125 88.02 0.331 0.42 2545.50 0.465 12 200 2474.00 0.452 Thỏa MSB9 4250 9 Gối 150 25 125 68.74 0.259 0.31 1854.39 0.349 12 200 2403.32 0.452 Thỏa MSB8 4250 18.12 Nhịp 150 25 125 68.46 0.258 0.30 1845.19 0.347 10 150 2225.29 0.419 Thỏa MSB9 4250 17.18 Nhịp 150 25 125 65.04 0.245 0.29 1734.34 0.326 10 150 2225.29 0.419 Thỏa MSB8 4250 11 Gối 150 25 125 71.34 0.269 0.32 1940.84 0.365 12 200 2403.32 0.452 Thỏa CSB11 3775 5 Gối 150 25 125 79.3 0.299 0.37 2217.54 0.470 12 200 2134.71 0.452 Thỏa CSB11 3775 17.23 Nhịp 150 25 125 25.46 0.096 0.10 612.88 0.130 10 200 1482.44 0.314 Thỏa CSB11 3775 15 Gối 150 25 125 77.33 0.291 0.35 2147.24 0.455 12 200 2134.71 0.452 Thỏa CSB7 2250 19.8 Gối 150 25 125 21.54 0.081 0.08 514.11 0.183 12 200 1272.34 0.452 Thỏa CSB8 2250 4.7 Nhịp 150 25 125 20.77 0.078 0.08 494.91 0.176 10 200 883.57 0.314 Thỏa CSB8 2250 0.2 Gối 150 25 125 21.25 0.080 0.08 506.87 0.180 12 200 1272.34 0.452 Thỏa

THIẾT KẾ CẦU THANG BỘ ĐIỂN HÌNH

Thiết kế cầu thang tầng điển hình: 1 Kích thước hình học

Cầu thang 2 vế với 1 chiếu tới

+ Số bậc thang: Theo phong thủy chọn 21 bậc

+ Sơ bộ dầm chiếu nghỉ 200x300 (mm)

+ Chiều rộng bản thang: L1 = 1300mm

+Chiều dài bản thang trên mặt bằng: L2 = 3100mm

+ Chiều rộng bản chiếu nghỉ: L3 = 1350mm

+Khoảng thông thủy giữa hai bản thang; c = 400mm

Hình 6.1 - Các kích thước sơ bộ cầu thang 6.1.2 Phân tích nội lực

+ Hai vế thang có sơ đồ tính giống nhau, chọn 1 vế thang để tính toán và bố trí cho cả hai vế

+ Xem bản thang và chiếu nghỉ là dầm gãy khúc liên kết vào dầm chiếu nghỉ và dầm chiếu tới

+ Liên kết bản thang vào dầm chiếu nghỉ có thể xem là liên kết khớp di động khi chỉ có một bên dầm có bản thang, bên còn lại hẫng => Tính liên tục không đảm bảo

+ Liên kết bản thang vào dầm chiếu tới có thể xem là khớp cố định vì bên này dầm liên kết với sàn tầng, bên kia liên kết vào bản thang => Tính liên tục của liên kết đảm bảo Đồng thời, kết cấu cầu thang được thi công sau

+ Thiên về tính an toàn cho hệ kết cấu tĩnh định.

Tải trọng tác dụng

6.2.1 Tải tác dụng lên chiếu nghỉ

Bảng 6.1 - Tải trọng tác dụng lên chiếu nghỉ

Loại tải Cấu tạo Bề dày

Tĩnh tải tiêu chuẩn (kN/m 2 )

Tĩnh tải tính toán (kN/m 2 )

6.2.2 Tải tác dụng lên bản thang

Bảng 6.2 -Tải trọng tác dụng lên bản thang

Tĩnh tải tiêu chuẩn (kN/m 2 )

Tĩnh tải tính toán (kN/m 2 )

Tính toán cầu thang

Cắt 1 dãy có bề rộng 1m để tính

Hình 6.2 - Tĩnh tải tác dụng lên cầu thang

Hình 6.3 - Hoạt tải tác dụng lên cầu thang

Hình 6.4 - Biểu đồ moment bản thang

6.3.1 Tính cốt thép bản thang

Rs = 17 MPa ; Rs = 350 MPa; Rsc = 350 MPa

Kiểm tra hàm lượng thép

=  =   =  =   Kết quả tính toán cốt thép như bảng sau:

Bảng 6.3 - Bảng tính toán thép bản thang

6.3.2 Tính toán dầm chiếu tới

Tải trọng lên dầm chiếu tới:

+ Do bản thang truyền vào:

+ Trọng lượng bản thân dầm:

+ Bản chiếu tới truyền vào:

Tổng tải trọng tác dụng lên dầm: q = q i =67.36 ( kN m / )

Nhịp tính toán L = 3000 (mm), hai đầu ngàm (vách)

Hình 6.5 - Biểu đồ phản lực bản thang

Hình 6.6 - Moment tác dụng lên dầm chiếu tới

6.3.2.c Tính toán cốt thép dọc

+ Tính toán cột thép phía dưới chịu moment dương:

Chọn lớp bê tông bảo vệ abv = 30 (mm); ho = h – a = 300 – 30 = 270(mm)

Bảng 6.4 - Tính toán thép dầm chiếu tới

6.3.2.d Tính toán cốt thép đai cho dầm chiếu tới

Hình 6.7 - Biểu đồ lực cắt

Lực cắt lớn nhất Q max 3.29( ) kN

Chọn đai hai nhánh,  =6 100a thép CB-400V có Rsw = 280 (Mpa)

= = Khả năng chịu cắt của cốt đai và bê tông:

Dầm không bị phá hoại do nén

Cốt đai bố trí đủ chịu lực cắt

THIẾT KẾ HỆ KHUNG

Lựa chọn khung tính

Sinh viên tự chọn khung trục 3 và khung trục B tầng 15 (tầng điển hình) để thiết kế nút khung Còn việc thiết kế dầm, vách thì thiết kế cho cả tầng 15 (tầng điển hình) Thiết kế cột theo mặt đứng.

Tính toán thép dầm

Cốt thép dọc của dầm được tính toán theo cấu kiện chịu uốn Đối với những dầm có bản sàn nằm trên (tất cả các dầm trừ dầm móng), tương ứng với giá trị momen dương, bản sàn chịu nén, tính toán với tiết diện chữ T

Kích thước tiết diện chữ T

Giả thiết độ dày lớp bê tông bảo vệ là a, h0: h 0 = −h a

Xét vị trí trục trung hòa M f =R b h b ' f ' f ( h 0 −0.5h ' f ):

• Trường hợp 1:M M f = b R b h b ' f ' f ( h 0−0.5h ' f ) Trục trung hòa qua cánh.Tính toán với tiết diện chữ nhật lớn có kích thước b ' f h

• Trường hợp 2:M M f = b R b h b ' f ' f ( h 0−0.5h ' f ) Trục trung hòa qua sườn.Tính toán với tiết diện chữ T

Tương ứng với moment âm, bản sàn chịu kéo, dầm tính theo tiết diện hình chữ nhật nhỏ (bxh) Các bước tính toán tương tự trên, bỏ qua bước xác định trục trung hòa

Tính thép cho dầm B31 tầng 15: M max "9.01( kNm M ), min = −588.75( kNm )

Dầm chính có kích thước b h = 400x700 (mm), giả thiết a gt =60 ( ) mm

Mmax < Mf nên trục trung hòa qua cánh, tính cốt thép theo tiết diện chữ nhật lớn có kích thước: b ' f  =h 2200 700 ( ) mm

= = Chọn 2 22 1 20 +  có A sc =1074 ( mm 2 ) min max

❖ Với M min : Tính cốt thép theo tiết diện hình chữ nhật nhỏ b x h = 400 x 700 (mm)

= = Chọn 5 25 +2 20 có A sc = 3083 ( mm 2 ) min max

Tính toán các dầm khác được trình bày ở phụ lục

7.2.3 Tính toán cốt đai Áp dụng cho dầm B119, D400x700, V = 449.59 ( ) kN

Tính toán cấu kiện bê tông cốt thép chịu uốn theo dải bê tông giữa các tiết diện nghiêng được tiến hành theo điều kiện: Q  b 1  R b   b h 0 = 0.3 17 400 640 10     − 3 = 1305.6 ( ) kN

Giả thiết cốt đai đặt vuông góc trục dầm và khoảng cách không đổi trong tiết diện nghiêng đang xét Tiết diện nghiêng nguy hiểm nhất là tiết diện nghiêng có Q b +Q sw nhỏ nhất

280 2 50.3 0.75 100 b bt b sw sw b bt sw sw

Khả năng chịu cắt của bê tông:

Vì Q b < Q bê tông không đủ khả năng chịu cắt Cần tính cốt đai

Khả năng chịu cắt của cốt đai: sw sw sw

=  =     Ta có Qsw.b =Qsw+Qb '0.41 220.8+ I1.21 kN( )Q D9.59 kN( )

Đủ khả năng chịu cắt

Chọn cốt đai 8 (asw = 0.503cm 2 ), số nhánh cốt đai là 2

Xác định bước cốt đai:

- Trong đoạn gần gối dầm (L/4):

+ Bước cốt đai theo cấu tạo:

+ Bước cốt đai tính toán:

=  + Bước cốt đai lớn nhất

= = Chọn s = min(sct; stt; smax) = 100 (mm) bố trí trong đoạn gối L/4 ở gối

 Lấy chiều cao dầm nhỏ bố trí cho dầm lớn an toàn

→ Chọn s = 200 (mm) bố trí trong đoạn L/2 ở giữa dầm

Hệ số xét đến ảnh hưởng của cốt đai vuông góc với trục cấu kiện

Hệ số xét đến khả năng phân phối lại nội lực của các loại bê tông khác nhau bl 1 bRb 1 0.02 17 0.66

  = tương ứng với bê tông nặng hoặc hạt nhỏ và bê tông nhẹ)

→0.3  wl b1 bR bhb 0 =0.3 1.077 0.66 17 10    3 0.4 0.64 8.046 kN( ) Để đảm bảo các dải nghiêng ở bụng dầm không bị phá hoại do nén:

→ Dầm không bị phá hoại do nén

Vì cốt đai 2 nhánh thỏa điều kiện trên nên không cần tính cho cốt đai 3 nhánh và 4 nhánh

7.2.4 Tính toán cốt thép treo vị trí dầm chính giao dầm phụ

Cấu kiện bê tông cốt thép bị giật đứt do tác dụng của tải trọng đặt ở cạnh dưới hoặc ở trong phạm vi chiều cao tiết diện cần được tính toán theo điều kiện: s sw sw 0

Trong đó: hs: Khoảng cách từ vị trí đặt lực giật đứt đến trọng tâm tiết diện cốt thép dọc

0 s dc dp h =h −h p0 600 100 mm− b: Bề rộng của diện tích truyền lực giật đứt sw sw

R A : Tổng lực cắt chịu bởi cốt thép đai đặt phụ thêm trên vùng giật đứt có chiều dài

Chọn cốt đai 2 nhánh, đường kính 8mm, cốt thép CB400-V:

Thỏa điều kiện bố trí cốt treo

Như vậy ta cần bố trí cốt đai trong phạm vi a Khoảng cách cốt đai là 50mm

7.2.5 Tính toán cốt thép neo

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 o,an s,ef

Với  là hệ số kể đến ảnh hưởng của trạng thái ứng suất của bê tông và của cốt thép và ảnh hưởng của giải pháp cấu tạo vùng neo của cấu kiện đến chiều dài neo Lấy bằng 1.0 đối với các thanh cốt thép chịu kéo và lấy bằng 0.75 đối với các thanh cốt thép chịu nén

Với A s,cal ,A s,ef là diện tích tiết diện ngang của cốt thép lần lượt theo tính toán và theo As

Tính cho thép có đường kính bằng D (các đường kính thép còn lại tính toán tương tự)

Chiều dài neo cơ sở: 0,an s s bound s

As là diện tích tính toán của thép đang xét

=  us chu vi tiết diện của thép đang xét : u s =  = D 50.27

Rbound là cường độ bám dính tính toán của cốt thép với bê tông, giả thuyết phân bố bound 1 2 bt

 1là hệ số kể đến ảnh hưởng của loại bề mặt cốt thép, lấy bằng 2.5 đối với thép cán nóng có gân và cốt thép gia công cơ nhiệt có gân

 2là hệ số kể đến ảnh hưởng của cỡ đường kính cốt thép, lấy bằng 1.0 với D≤32mm

Rbt là cường độ chịu kéo dọc trục tính toán của bê tông

Chiều dài neo tính toán:

+ Chịu nén (Moment dương phía dưới) : an o,an s,cal s,ef

+ Chịu kéo (Moment âm phía trên) : an o,an s,cal s,ef

7.2.6 Kiểm tra trạng thái giới hạn II của dầm

Chọn dầm B119 để kiểm tra

1 Cấp độ bền bê tông: B30

2 Nhóm cốt thép chủ chịu lực: CB400-V

3 Nhóm cốt thép đai: CB400-V

4 Tiết diện và cấu tạo của cấu kiện: (b x h) = (400 x 700) (mm)

5 Thông tin bố trí thép

6 Nội lực tác dụng lên cấu kiện

THÉP VÙNG NÉN THÉP VÙNG KÉO BẢO VỆ ĐẶC TRƯNG HÌNH HỌC

Số lượng Đường kính Số lượng Đường kính abv a a' As A's

(thanh) (mm) (thanh) (mm) (mm) (mm) (mm) (mm2) (mm2)

Nội lực do tác dụng dài hạn của tải trọng thường xuyên và tạm thời dài hạn

Nội lực do tác dụng ngắn hạn của tải trọng thường xuyên và tạm thời (tải toàn phần)

Xác định moment tới hạn gây nứt:

Trong đó: W pl =W red =1.3 35580934.46 F255214.8( mm 3 )

= =  Trong đó: Moment quán tính của tiết diện ngang quy đổi khi chưa xuất hiện vết nứt khi tác động bởi tải trọng dài hạn:

Với Ib: là mô men quán tính của tiêt diện bê tông

Is, I’s: là mô men quán tính của tiết điện cố thép lần lượt chịu kéo và chịu nén đối với trọng tâm tiết diện ngang quy đổi của cấu kiện

I =A h−a  =  −  = mm yt : là khoảng cách từ trọng tâm tiết diện cấu kiện đến thớ chịu kéo

 = E Kết luận: Tại mặt cắt xuất hiện vết nứt cần kiểm tra bề rộng vết nứt

2 Kiểm tra bề rộng vết nứt

• Bề rộng vết nứt do tác dụng của tải trọng thường xuyên và tạm thời dài hạn

 1: lấy bằng 1.4 khi có tác dụng của tải trọng dài hạn

 2: lấy bằng 0.5 đối với cốt thép có gân

 3: lấy bằng 1.0 đối với cấu kiện chịu uốn và nén lệch tâm

= = Trong đó: Chiều cao của vùng bê tông chịu nén tính toán: 301.272mm

Diện tích vùng bê tông chịu kéo tính toán : A bt @0 0.178 640  E568( mm 2 ) ds là đường kính danh nghĩa của cốt thép lấy đường kính: 25 (mm)

 = E = = (Đối với cốt thép chịu nén)

= = = (Modun biến dạng quy đổi của bê tông chịu nén)

= = = (Modun biến dạng quy đổi của thép chịu kéo)

Chiều cao vùng bê tông chịu nén (tính toán an toàn không kể tới thép chịu nén):

• Bề rộng vết nứt do tác dụng của tải trọng thường xuyên và tải trọng ngắn hạn

 1: lấy bằng 1 khi có tác dụng của tải trọng ngắn hạn (tải toàn phần)

 2: lấy bằng 0.5 đối với cốt thép có gân

 3: lấy bằng 1.0 đối với cấu kiện chịu uốn và nén lệch tâm

= = Trong đó: Chiều cao của vùng bê tông chịu nén tính toán: 254.208 mm

Diện tích vùng bê tông chịu kéo tính toán : A bt @0 0.178 640  E568( mm 2 ) ds là đường kính danh nghĩa của cốt thép lấy đường kính: 25 (mm)

 = E = = (Đối với cốt thép chịu nén)

 = E = = (Đối với cốt thép chịu kéo)

= = = (Modun biến dạng quy đổi của bê tông chịu nén)

= = = (Modun biến dạng quy đổi của thép chịu kéo)

Chiều cao vùng bê tông chịu nén (tính toán an toàn không kể tới thép chịu nén):

• Bề rộng vết nứt do tác dụng ngắn hạn của tải trọng thường xuyên và tạm thời dài hạn

 1: lấy bằng 1 khi có tác dụng của tải trọng ngắn hạn (tải toàn phần)

 2: lấy bằng 0.5 đối với cốt thép có gân

 3: lấy bằng 1.0 đối với cấu kiện chịu uốn và nén lệch tâm

= = Trong đó: Chiều cao của vùng bê tông chịu nén tính toán: 254.208 mm

Diện tích vùng bê tông chịu kéo tính toán : A bt @0 0.178 640  E568( mm 2 ) ds là đường kính danh nghĩa của cốt thép lấy đường kính: 25 (mm)

 = E = = (Đối với cốt thép chịu nén)

= = = (Modun biến dạng quy đổi của bê tông chịu nén)

= = = (Modun biến dạng quy đổi của thép chịu kéo)

Chiều cao vùng bê tông chịu nén (tính toán an toàn không kể tới thép chịu nén):

Kết luận: Bề rộng khe nứt dài hạn: 0.248( ) mm a crc u , =0.3( ) mm →Thỏa

Bề rộng khe nứt ngắn hạn: 0.25( ) mm a crc u , =0.4( ) mm →Thỏa

Tính toán thép cột

Khi tính toán cấu kiện cột, sử dụng phương pháp tính gần đúng dựa trên việc biến đổi trường hợp nén lệch tâm xiên thành nén lệch tâm phẳng tương đương.(theo GS Nguyễn Đình Cống)

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

- Do TCVN chưa có quy định cụ thể về cách tính cột chịu nén lệch tâm xiên nên cách tính dựa vào hướng dẫn của GS.Nguyễn Đình Cống Phương pháp gần đúng dựa trên việc biến đổi trường hợp nén lệch tâm xiên thành nén lệch tâm phẳng tương đương để tính cốt thép.Tác giả dựa vào hai tiêu chuẩn BS8110 và ACI318 từ đó lập ra các công thức và điều kiện phù hợp với TCVN 356-2005

- Xét tiết diện cạnh Cx, Cy Điều kiện để áp dụng phương pháp gần đúng là: 0.5 x 2 y

- Tiết diện chịu lực nén N, moment uốn Mx, My, độ lệch tâm ngẫu nhiên eax, eay Sau khi xét uốn dọc theo hai phương, tính hệ số   x , y

Với L ox =L oy : Chiều dài tính toán của cột

- Moment gia tăng Mx1, My1: x1 x x y1 y y

- Mô hình tính toán (theo phương x hoặc y)

Bảng 7.1 - Bảng điều kiện phương làm việc của cột

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

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

- Mô ment tương đương (đổi nén lệch tâm xiên thành nén lệch tâm phẳng):

❖ TRƯỜNG HỢP 1: Nén lệch tâm rất bé khi 0

 =h  tính như nén đúng tâm

Hệ số ảnh hưởng độ lệch tâm: e

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

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

Diện tích toàn bộ cốt thép: b 0 st sc

 =h  và x 1   Rh 0 tính theo trường hợp nén lệch tâm lớn với k = 0.4

Diện tích toàn bộ cốt thép: ( 1 0 ) st x

Kiểm tra lại: min st max R 0

Nếu không thoả thì giả thiết lại hàm lượng thép và tính lại

Bảng 7.2 – Bảng tính thép cột C6 trong trường hợp Pmax theo mặt đứng

Tầng Cột Trường hợp tải

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

Sõn thượng C6 TH1 474.20 161.98 177.57 1960 500 500 50 LTL 39.96 16ỉ18 40.72 1.63 Tầng 15 C6 TH1 1175.63 165.50 150.08 1960 500 500 50 LTL 15.23 16ỉ18 40.72 1.63 Tầng 14 C6 TH1 1886.18 166.27 149.76 1960 500 500 50 LTL 10.00 16ỉ18 40.72 1.63 Tầng 13 C6 TH1 2605.84 170.10 147.02 1960 500 500 50 LTRB 13.65 16ỉ18 40.72 1.63 Tầng 12 C6 TH1 3339.31 151.52 119.69 1960 500 500 50 LTRB 19.51 16ỉ18 40.72 1.63 Tầng 11 C6 TH1 4099.00 245.90 168.55 1960 600 600 50 LTRB 14.40 8ỉ16 16.08 0.45 Tầng 10 C6 TH1 4844.49 195.53 116.32 1960 600 600 50 LTRB 14.40 8ỉ16 16.08 0.45 Tầng 9 C6 TH1 5601.96 284.33 153.51 1960 700 700 50 LTRB 19.60 8ỉ20 25.13 0.51 Tầng 8 C6 TH1 6373.98 271.55 132.46 1960 700 700 50 LTRB 19.60 8ỉ20 25.13 0.51 Tầng 7 C6 TH1 7145.16 234.27 101.10 1960 700 700 50 LTRB 26.12 8ỉ20 25.13 0.51 Tầng 6 C6 TH1 7939.25 309.17 119.53 1960 800 800 50 LTRB 25.60 12ỉ20 37.70 0.59 Tầng 5 C6 TH1 8746.34 304.21 108.66 1960 800 800 50 LTRB 25.60 12ỉ20 37.70 0.59 Tầng 4 C6 TH1 9567.82 275.86 86.12 1960 800 800 50 LTRB 35.15 12ỉ20 37.70 0.59 Tầng 3 C6 TH1 10414.35 267.55 78.93 1960 900 900 50 LTRB 32.40 20ỉ25 98.17 1.21 Tầng 2 C6 TH1 11071.28 261.18 82.50 1960 900 900 50 LTRB 32.40 20ỉ25 98.17 1.21 Tầng kỹ thuật C6 TH1 11755.15 267.09 83.82 1960 900 900 50 LTRB 32.40 20ỉ25 98.17 1.21 Tầng lửng C6 TH1 12539.42 284.57 70.30 1960 900 900 50 LTRB 56.23 20ỉ25 98.17 1.21 Tầng trệt C6 TH1 13325.75 100.85 18.61 1960 900 900 50 LTRB 81.77 20ỉ25 98.17 1.21

7.3.2 Tính toán cốt thép đai cột

Bước 1: Xác định hệ số 𝛗 n

Theo mục 8.1.3.3.2 TCVN 5574-2018, ảnh hưởng của ứng suất nén và kéo khi tính toán dải bê tông giữa các tiết diện nghiêng và khi tính toán các tiết diện nghiêng cần được kể đến bằng hệ số φn Hệ số φn:

Rb: Cường độ chịu nén tính toán của bê tông

Rbt: Cường độ chịu kéo tính toán của bê tông

Bước 2: Kiểm tra khả năng chịu cắt của tiết diện bê tông khi không có cốt đai

Lực cắt Qb,0 chịu bởi bê tông trong tiết diện nghiêng khi không có cốt đai:

0.5 2.5 n b bt th b b b b bt th b bt th

 b : 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 trên vết nứt xiên, có giá trị bằng 1.5

Rbt: Cường độ chịu kéo tính toán của bê tông;

C: Chiều dài nguy hiểm nhất của hình chiếu tiết diện nghiêng, C= 2 h 0, th

Kiểm tra khả năng chịu cắt của tiết diện bê tông khi không có cốt đai:

Nếu Q < Qb,0: Bê tông đủ khả năng chịu cắt, cốt đai đặt theo cấu tạo

Nếu Q > Qb,0: Bê tông chưa đủ khả năng chịu cắt, cần tính toán cốt đai

= =  →Bố trí cốt thép đai cấu tạo

Bước 3:Xác định số nhánh cốt đai n và đường kính cốt đai d sw

Số nhánh đai tùy thuộc vào kích thước cột và cách bố trí cốt thép dọc

Thông thường , khi b >400 nên chọn n>3

Theo mục 10.3.4.2, TCVN 5574-2018, đường kính cốt thép ngang( cốt thép đai) trong các khung cốt thép buộc của các cấu kiện chịu nén lệch tâm lấy không nhỏ hơn 0.24 lần đường kính cốt thép dọc lớn nhất và không nhỏ hơn 6mm Đường kính cốt đai dsw: max w max , 6

Bước 4: Xác định khoảng cách cốt đai s sw

Khoảng cách cốt đai theo cấu tạo ssw,ct:

+ Nếu hàm lượng cốt thép dọc chịu nén không lớn hơn 1.5% hoặc khi toàn bộ tiết diện chịu nén không lớn hơn 3% thì khi: w, min(15 ;500 ) s ct s = d mm

+ Nếu hàm lượng côt thép chịu nén lớn hơn 1.5% hoặc khi toàn bộ tiết diện chịu nén lớn hơn 3% thì khi: w, min(10 ;300 ) s ct s = d mm

Cốt đai bố trí liên tục qua nút khung

Hình 7.3 - Bố trí cốt đai theo chiều dai cột

Bảng tính thép cốt đai của cột được trình bày đầy đủ ở Phụ lục

Bảng 7.3- Tính cốt đai cột C6

45d (mm) Đoạn gần gối Đoạn giữa

Tính cốt thép vách

Cốt thép trong vách được tính toán theo cấu kiện chịu nén Tuy nhiên, để thuận tiện ta tiến hành viết 1 chương trính toán cốt thép cho Vách với số liệu suất ra từ phần mềm ETABS Dữ liệu được xuất ra từ ETABS là biểu đồ moment của tất cả các tổ hợp

Việc tính toán cốt thép dọc cho vách phẳng có thể sử dụng một số phương pháp tính vách thông dụng sau:

• Phương pháp phân bố ứng suất đàn hồi

• Phương pháp giải thuyết vùng chịu biên chịu moment

• Phương pháp xây dựng biểu đồ tương tác

Trong phạm vi đồ án này, sinh viên sử dụng phương pháp phân bố ứng suất đàn hổi để tính vách lõi thang máy P1, phương pháp giả thuyết vùng biên chịu moment để tính vách P2

Tính toán cốt đai cho vách

Phương pháp phân bố ứng suất đàn hồi

Phương pháp này chia vách lõi thành những phần tử nhỏ chịu lực kéo nén đúng tâm, ứng suất coi như phân bố đều trên mặt cắt ngang của phần tử Tính toán cốt thép cho từng phần tử sau đó kết hợp lại bố trí cho cả vách và lõi

Các giả thuyết cơ bản khi tính toán:

• Ứng suất kéo do cốt thép chịu, ứng suất nén do cả bê tông và cốt thép chịu

Bước 1: Xác định trục chính moment quán tính chính trung tâm của vách

Bước 2: Chia vách thành từng phần tử nhỏ

Bước 3: Xác định ứng suất trên mỗi phần tử

Do giả thuyết vật liệu đàn hồi nên ta dùng các công thức tính toán trong “Sức bền vật liệu”

Bước 4: Tính ứng suất trong phần tử i i x

Bước 5: Xác định nội lực trong từng phần tử w i w i

Tw : chiều dày vách Lw: chiều dài vách

A: Diện tích mặt cắt ngang của vách Ix: Moment quán tính chính trung tâm

Bước 6: Tính toán cốt thép theo TCVN 5574-2018

Tính toán cốt thép cấu kiện chịu kéo nén đúng tâm đối với phương pháp vùng biên chịu moment cho vách biên:

Nếu Ni < 0 (vùng chịu kéo): s i s

Nếu Ni>0 (vùng chịu nén): s i b b b sc

Tính toán cốt thép cấu kiện chịu kéo nén đúng tâm đối với phương pháp phân bổ ứng suất đàn hồi cho vách lõi thang máy:

Nếu Ni > 0 (vùng chịu kéo): s i s

Bước 7: Kiểm tra hàm lượng cốt thép TCVN 9386-2012 Để tính toán vách lõi, trước hết phải hiểu rõ cấu tạo và chức năng làm việc của thép trong vách lõi

Ngoài ra, còn có théo đai phân bố được rải theo cấu tạo Theo TCXDVN 375-2006 thì có thể dùng đai chữ

C hoặc S, trong trường hợp có kháng chấn khoảng cách lớn nhất theo phương đứng là min (16ỉdoc,2bw) theo phương ngang là 2bw

Bước 8: Kiểm tra khả năng chống uốn của vách đối với moment còn lại

Tầng Vị trí Tổ hợp

Bố trí thép biên d A s μ max P m

Bố trí thép giữa d μ max

Số thanh kN kNm mm 2 mm 2 mm 2 mm mm 2 % kN mm 2 mm 2 mm %

Bảng 7.5 - Bảng tính thép theo phương pháp ứng suất đàn hồi của vách lõi thang máy

Phần tử b h x i y i Tổ hợp TH P M 2 M 3 σ

Thép mm mm mm mm (kN) (kNm) (kNm) Mpa (kN) mm 2 mm 2

7.4.2 Tính toán cốt đai cho vách

Bước 1: Xác định hệ số 𝛗 n

Theo mục 8.1.3.3.2 TCVN 5574-2018, ảnh hưởng của ứng suất nén và kéo khi tính toán dải bê tông giữa các tiết diện nghiêng và khi tính toán các tiết diện nghiêng cần được kể đến bằng hệ số φn Hệ số φn:

Rb: Cường độ chịu nén tính toán của bê tông

Rbt: Cường độ chịu kéo tính toán của bê tông

Bước 2: Kiểm tra khả năng chịu cắt của tiết diện bê tông khi không có cốt đai

Lực cắt Qb,0 chịu bởi bê tông trong tiết diện nghiêng khi không có cốt đai:

0.5 2.5 n b bt th b b b b bt th b bt th

 b : 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 trên vết nứt xiên, có giá trị bằng 1.5

Rbt: Cường độ chịu kéo tính toán của bê tông;

C: Chiều dài nguy hiểm nhất của hình chiếu tiết diện nghiêng, C= 2 h 0, th

Kiểm tra khả năng chịu cắt của tiết diện bê tông khi không có cốt đai:

Nếu Q < Qb,0: Bê tông đủ khả năng chịu cắt, cốt đai đặt theo cấu tạo

Nếu Q > Qb,0: Bê tông chưa đủ khả năng chịu cắt, cần tính toán cốt đai

→Bố trí cốt thép đai cấu tạo

Bước 3:Xác định số nhánh cốt đai n và đường kính cốt đai d sw

Số nhánh đai tùy thuộc vào kích thước cột và cách bố trí cốt thép dọc

Thông thường , khi b >400 nên chọn n>3

Theo mục 10.3.4.2, TCVN 5574-2018, đường kính cốt thép ngang( cốt thép đai) trong các khung cốt thép buộc của các cấu kiện chịu nén lệch tâm lấy không nhỏ hơn 0.24 lần đường kính cốt thép dọc lớn nhất và không nhỏ hơn 6mm Đường kính cốt đai dsw: max w max , 6

Bước 4:Xác định lực cắt trong cốt thép đai trên một đơn vị chiều dài cấu kiện q sw

Chiều dài tính hình chiếu tiết diện nguy hiểm C*:

Lực cắt Qb chịu bởi bê tông trong tiết diện nghiên khi có cốt đai:

Lực trong cốt thép đai trên một đơn vị chiều dài cấu kiện qsw:

* 2 sw b sw sw sw th

Bước 5: Xác định khoảng cách cốt đai s sw

Diện tích cốt đai Asw :

Khoảng cách cốt đai theo tính toán:

Khoảng cách cốt đai theo cấu tạo ssw, ct:

• Nếu hàm lượng cốt thép dọc chịu nén không lớn hơn 1.5% hoặc khi toàn bộ tiết diện chịu nén không lớn hơn 3% thì khi bê tông từ B70 trở xuống:

• Nếu hàm lượng cốt thép chịu nén lớn hơn 1.5% hoặc khi toàn bộ tiết diện chịu nén lớn hơn 3% thì khi bê tông B70 trở xuống:

Khoảng cách cốt đai thiết kế: S sw =min( S sw ct , ;S sw ,max;S sw tt , )

Kết luận: Chọn thộp ỉ12 làm cốt đai, bố trớ đều với khoảng cỏch s = 200(mm)

THIẾT KẾ TÍNH TOÁN MÓNG CHO CÔNG TRÌNH BẰNG CỌC LY TÂM ỨNG SUẤT TRƯỚC

Mở đầu

- Móng là một trong những yếu tố quan trọng nhất cần được lưu ý khi xây nhà hoặc các công trình Đây là nơi quyết định cho sự kiên cố, bền vững và là nền tảng nâng đỡ cả công trình Thiết kế bên dưới nhà cao tầng bao gồm các tính toán liên quan đến nền và móng công trình Việc tính toán nền móng phải đảm bảo các tiêu chí sau:

+ Áp lực của bất cứ vùng nào trong nền đều không vượt quá khả năng chịu lực của đất (điều kiện cường độ đất nền)

+ Ứng suất trong kết cấu không vượt quá khả năng chịu lực trong suốt quá trình tồn tại của kết cấu (điều kiện cường độ kết cấu)

+ Chuyển vị biến dạng của kết cấu (độ lún của móng, độ lún lệch giữa các móng) được khống chế không vượt quá giới hạn cho phép

+ Ảnh hưởng của việc xây dựng công trình đến công trình lân cận được khống chế + Đảm bảo tính hợp lý của các chỉ tiêu kỹ thuật, khả năng thi công và thời gian thi công

- Công trình chung cư cao cấp An Phú gồm có 1tầng hầm và 17 tầng nổi , cốt +0.000m được chọn tại mặt sàn tầng trệt, mặt đất tự nhiên tại cốt 0.000m, mặt sàn tầng hầm tại code 3.000m

− Chiều cao công trình kể từ cốt 0.000mlà +61.000m Kết cấu công trình sử dụng khung lõi chịu lực Công trình dự kiến sử dụng móng sâu, phương án được chọn thiết kế là cọc khoan nhồi.

Hồ sơ địa chất

Chọn hố khoan 1 (HK1) để tính toán móng công trình

Hình 8 1 - Mặt cắt địa chất công trình

Theo như kết quả khảo sát địa chất đất nền thì được phân loại, chia ra thành các lớp đất khác nhau

Căn cứ vào kết quả khảo sát hiện trường và kết quả thí nghiệm trong phòng với hố khoan, địa tầng tại công trường có thể chia thành các lớp đất chính sau:

Lớp 1: Sét pha nặng, màu xám trắng, nâu hồng-trạng thái dẻo mềm

Bề dày 3.8m, độ sâu từ 0.000m đến -3.800m

Lớp 2: Sét pha lẫn sạn sỏi Laterit, màu xám trắng – nâu hồng, trạng thái dẻo mềm

Bề dày 3.2m, độ sâu từ 3.800m đến -7.000m

Lớp 3: Sét pha nặng, màu xám xanh- xám trắng, dẻo cứng

Bề dày 1,5m, độ sâu từ -7.000m đến -8.500m

Lớp 4: Cát pha, màu vàng, xám trắng

Bề dày 2.8m, độ sâu từ -8.500m đến -11.300

Lớp 5: Sét, màu nâu vàng- xám trắng, trạng thái nửa cứng

Lớp 6: Cát pha, màu nâu hồng – nâu vàng- xám trắng

Bề dày 12.5m, độ sâu từ -17.500m đến -30.000

Bảng 8.1 - Các chỉ tiêu cơ lý của đất

Bề dày Độ ẩm Dung trọng

Dung trọng Hệ số Góc nội Lực dính Độ sệt

Giới Giới hạn Chỉ số

N SPT tự nhiên tự nhiên khô rỗng ma sát hạn dẻo dẻo chảy

8.2.2 Đánh giá tính chất của đất nền

- Mực nước ngầm xuất hiện và ổn định ở độ sâu -6.800 (tại thời điểm khoan lấy mẫu)

- Bảng thống kê các chỉ tiêu cơ lý nêu ra đầy đủ các giá trị tính toán của các thông số địa kỹ thuật của các lớp đất đóng cai trò chủ yếu trong nền móng công trình

- Người thiết kế cần kết hợp với tải trọng công trình và số liệu địa chất của từng vị trí hố khoan để tính toán và lựa chọn và lựa chọn giải pháp móng hợp lý

8.2.3 Lựa chọn giải pháp công trình

- Công trình có nhịp tương đối quy mô công trình 17 tầng nên tải truyền xuống móng là khá lớn nên các giải pháp móng sâu là khả thi nhất

- Sử dụng phương pháp cọc ly tâm ứng suất trước dự kiến cọc sẽ cấm vào lớp 4 theo như khảo sát địa chất

Chọn đường kính cọc và chiều sâu mũi thích hợp nhất cho điều kiện địa chất và tải trọng công trình Trong đồ án sinh viên chọn đường kính cọc D `0 mm phù hợp với điều kiện đất nền và khả năng thi công cọc Đơn vị sản xuất cọc là công ty Phan Vũ

Cọc được ngàm vào đài 1 đoạn 0.1m sơ bộ chọn mũi cọc ngàm vào lớp đất số 6 một đoạn 4.5m, tổng chiều dài cọc nằm trong đất là 17( ) m tính từ mặt đất tự nhiên, chiều dài cọc cần chế tạo là 17( m ) chiều sâu mũi cọc so với mặt đất tự nhiên là 22( m ) Nếu là móng lõi thang thì chiều sâu mũi cọc cộng thêm 1.5 m, chiều dài cọc nằm trong đất và chiều dài cọc chế tạo không thay đổi kích thước

Xác định sức chịu tải của cọc

8.3.1 Xác định sức chịu tải của cọc theo độ bền của vật liệu

• Tính ứng suất hữu hiệu ban đầu Ứng suất căng tính toán của thép:

 pi : ứng suất căng ban đầu của thép chủ: 0.8

 py :là ứng suất chảy dẻo của thép  py 00 (Mpa) (Tra bảng C.5 TCVN 5574-2018)

 pu : là ứng suất kéo đứt của thép,  pu 70 (Mpa) (Tra bảng C.5 TCVN 5574-2018)

= E ,với Ep là modul đàn hồi của thép lấy bằng 1.95 ×10 5 Mpa (TCVN 5574-2018),

Ecp là modul đàn hồi của bê tông tại thời điểm truyền ứng suất

Ecp = 36.34×10 3 Mpa (Tra bảng 10 TCVN 5574-2018 ứng với B60) n’= 5.37 k: Là hệ số chùng ứng suất, k=0.025

Ap: tổng diện tích mặt cắt ngang của thép chủ, Ap = 39.59 (mm 2 )

Ac: Diện tích mặt cắt ngang của bê tông: A0- Ap, Ac = 125624.12 (mm 2 )

A0 là diện tích mặt cắt ngang của cọc, A0 = 125663.71 (mm 2 )

− Ứng suất nén ban đầu của bê tông được tính toán thông qua lực kéo căng ban đầu của cốt thép và tổng diện tích mặt cắt ngang của bê tông:

 =  =  ❖ Tính toán tổn thất ứng suất

− Tổn thất ứng suất do chùng ứng suất:

 = =   − Tổn thất ứng suất do từ biến và co ngót:

Ec: Modul đàn hồi của bê tông

 s : Hệ số co ngót khô,  s =1.5 10 − 4

Theo TCVN 7888-2014, Sức chịu tải làm việc dài hạn theo vật liệu của cọc:

= −  = −   Trong đó: A0: Diện tích mặt cắt ngang của cọc, mm 2

 ce : Ứng suất hữu hiệu trong của cọc bê tông

 cu : Cường độ chịu nén thiết kế của bê tông,  cu MPa( Tra bảng A.1 TCVN 5574-

 : Hệ số an toàn, đối với cọc PHC lấy α =3.5 Ứng suất hữu hiệu trong bê tông  ce được tính theo công thức:

 =  =  Với  pe là ứng suất hữu hiệu trong thép chủ:

 = −  +  = − + Sức chịu tải làm việc ngắn hạn theo vật liệu của cọc:

=  −  =  −   Theo TCVN 7888-2014, sức chịu tải làm việc thực tế tối đa của cọc khi đưa vào thi công không vượt quá 80% sức chịu tải làm việc ngắn hạn theo vật liệu của cọc:

8.3.2 Xác định sức chịu tải của cọc theo chỉ tiêu cường độ đất nền

Theo phụ lục G1 và G2 của TCVN 10304:2014

Sức chịu tải cực hạn: R c u , _1 =q A b b +u  f l i i

Cường độ sức kháng chấn của đất dưới mũi cọc đối với móng thường:

' b q  : Ứng suất hữu hiệu tại cao trình mũi cọc

' b 198.09 / q  = kN m (đối với móng thường)

' b 183.24 / q  = kN m (đối với móng lõi thang)

198.09 * 60 11885.4 / q b = = kN m (đối với móng thường)

183.24 * 60 10994.4 / q b = = kN m (đối với móng lõi thang)

Cường độ sức kháng chấn của đất dưới mũi cọc đối với móng lõi thang:

A b : diện tích tiết diện ngang mũi cọc , A b = 0.283 ( ) m 2 u : chu vi tiết diện thân cọc, u=1.885( ) m f i : sức kháng trung bình của lớp đất thứ i trên thân cọc ( KN/m 2 ) l i : chiều dài đoạn cọc nằm trong lớp đất thứ i ( ) m c : lực dính dưới mũi cọc, c = 8.3 KN/m ( 2 )

- c u i , : lực dính không thoát nước của lớp đất thứ i với c u i , = 6.25 N với N là chỉ số SPT trung bình tại chiều sâu lớp đất

: hệ số không thứ nguyên, xác định bằng đồ thị li là chiều dài đoạn cọc nằm trong lớp đất thứ i

Hình 8.2 - Biểu đồ xác định hệ số 

Trong đó: k i : hệ số áp lực ngang của lớp đất thứ i, tra Bảng G1 TCVN 10304:2014 i 1 k = (Lớp 4 đất cát trạng thái chặt vừa, dùng cọc ly tâm)

 v zi : ứng suất pháp hiệu quả trung bình theo phương đứng của lớp thứ i

 a i : góc ma sát giữa đất và cọc trong lớp đất rời thứ i, cọc bê tông

Bảng 8.2 - Tổng f i l i đối với móng thường

Bảng 8.3 - Tổng f i l i đối với móng lõi thang

Sức chịu tải của cọc theo cường độ đất nền đối với móng thường:

Sức chịu tải của cọc theo cường độ đất nền đối với móng lõi thang:

8.3.3 Xác định sức chịu tải của cọc theo chỉ tiêu cơ lý của đất nền

Sức chịu tải cực hạn: R c u , _ 2 =  c ( cq q A b b +u  cf f l i i )

Trong đó: f i : cường độ sức kháng trung bình của lớp đất thứ i (tra bảng 3) l i : chiều dài đoạn cọc nằm trong lớp đất thứ i

A b : diện tích tiết diện ngang mũi cọc , A b = 0.283 ( ) m 2 u : chu vi tiết diện thân cọc, u=1.885( ) m

 c : hệ số làm việc của cọc trong đất,  c = 1

 cq : hệ số điều kiện làm việc của đất dưới mũi,  cq = 1

 cf : hệ số điều kiện làm việc của đất trên thân cọc,  cf = 1 q b : cường độ sức kháng dưới mũi cọc, lấy theo bảng 2 TCVN 103040-2014

Lớp phân tố Độ sâu (m) l i (m) Độ sâu trung bình

Trạng thái hoặc độ sệt I L f i (kN/m 2 ) γ cf f i l i

Vậy sức chịu tải cực hạn đối với móng thường

Bảng 8.5 - Cường độ sức kháng trung bình của cọc móng lõi thang

Lớp đất Lớp phân tố Độ sâu (m) l i (m) Độ sâu trung bình

Trạng thái hoặc độ sệt

Vậy sức chịu tải cực hạn đối với móng lõi thang:

8.3.4 Xác định sức chịu tải của cọc theo kết quả xuyên tiêu chuẩn SPT

Tính theo công thức Nhật Bản

Sức chịu tải của cọc: R c u , − 3 =q A b b +u  ( f l c i c i , , + f l s i s i , , )

Trong đó: q b : cường độ sức kháng của đất dưới mũi cọc

300 300 15 4500 / b p q = N =  = kN m ( cho cả 2 móng vì chỉ số Np như nhau)

, l s i : chiều dài đoạn cọc nằm trong lớp đất rời thứ “i”

, , , c i s i f f : cường độ sức kháng trung bình của lớp đất dính thứ i, lớp đất rời thứ i Đối với đất dính

Cu,i: là cường độ sức kháng cắt không thoát nước của đất dính, Cu,i = 6.25Nc,i

Hệ số  p , f L xác định bằng đồ thị:

Hình 8.3 - Biểu đồ xác định hệ số  p và f L Đối với đất rời

N s i : chỉ số SPT trung bình trong lớp đất rời thứ “i”

❖ Sức chịu tải cực hạn theo ma sát

Bảng 8.6 - Sức chịu tải theo thí nghiệm SPT của móng thường

Vậy sức chịu tải của cọc: R c u , − 3 = 4500 0.283 1.885 1050.46  +  = 3252.42 ( ) KN

Vậy sức chịu tải của cọc: R c u , − 3 = 4500 0.283 1.885 1100.77  +  = 3347.25 ( ) KN

8.3.5 Xác định sức chịu tải thiết kế

❖ Sức chịu tải cực hạn

R =Min R − R − R − =Min - Đối với móng thang máy:

R =Min R − R − R − =Min ❖ Sức chịu tải thiết kế Điều kiện kiểm tra: d o c ck n k

N c N : giá trị tính toán tải trọng nén và kéo tác dụng lên cọc ck , tk

R R : giá trị tiêu chuẩn sức chịu tải trọng nén hoặc kéo của cọc, được xác định từ sức nén cực hạn ( R cu ) và lực kéo ( R tu ) của cọc

 o : hệ số điều kiện làm việc,  o = 1 đối với cọc đơn và  o = 1.5 trong móng nhiều cọc

 n : hệ số tầm quan trọng của công trình, công trình cấp 2 lấy  n = 1.15

 k : hệ số tin cậy đất nền,  k phụ thuộc vào số lượng cọc như sau:

 k = : móng có ít nhất 21 cọc

- Đối với đài có 1 đến 5 cọc: móng thường

→ - Đối với đài có ít nhất 21 cọc: móng lõi thang máy

→ 8.3.6 Độ cứng cọc Đối với móng thường

Theo mục 7.4.2 TCVN 10304:2014 Đối với cọc đơn treo không mở rộng mũi độ lún cọc được xác định theo công thức sau:

G l 1 Độ cứng của cọc tính theo công thức:

N: tải trọng thẳng đứng tác dụng lên cọc l: chiều dài cọc

 xác định theo công thức:

  là hệ số tương ứng cọc cứng tuyệt đối ( E A =  )

 =  d  giống như ' nhưng đối với nền đất đồng nhất

 = G l là độ cứng tương đối của cọc

EA: độ cứng thân cọc chịu nén

G 1: giá trị đặc trưng trung bình của toàn bộ lớp đất trong chiều sâu hạ cọc

G 2: lấy bằng 0.5l, từ độ sâu l đến 1.5l

Cho phép lấy modun trượt

= n + và K n = 2( E o là modun biến dạng của đất)

= =  Đối với móng thang máy

Vì cọc trong móng thường và móng thang máy cùng nằm chung trong một lớp đất Để tiện lợi tính toán ta lấy bằng độ cứng của móng thường.

Thiết kế móng M2

Mxmax TH11 MAX -11847.0 2092.9 1482.2 211.5 153.3 Mymax TH10 MAX -11927.5 1691.2 1555.9 410.9 11.3

8.4.1 Xác định số lượng và bố trí cọc

Ta chọn sơ bộ số lượng cọc rồi kiểm tra lại những bước sau

 : hệ số xét ảnh hưởng của moment, lấy  = 1 1.4

Số lượng cọc Rc,a Móng M2 Móng M2

Khoảng cách giữa các cọc là 3d = 1.8(m) , khoảng cách giữa mép cọc tới mép ngoài của đài chọn d/2 = 0.3(m)

8.4.2 Kiểm tra phản lực đầu cọc

Tải trọng tác dụng lên một đầu cọc bất kỳ xác định theo công thức:

N tt : tải trọng tính toán thẳng đứng truyền xuống móng

W: trọng lượng trung bình của đài n : số cọc trong đài móng

M x , M y : moment xoay quanh trục x và trục y i , i x y : tọa độ tim cọc theo phương x và y

W 6.6 3 2 22 871.2 KN tt tt o d d bt tt tu tt x x y d tt tu tt y y x d d d f tb

= + = +  =    =    Bảng 8.9 - Phản lực đầu cọc

Cọc xi (m) yi (m) xi 2 yi 2 2 x i

 cọc không bị nhổ, thỏa điều kiện

❖ Kiểm tra sự làm việc của cọc trong nhóm theo biểu thức:

Hệ số nhóm tính theo công thức Converse Labarre:

: hệ số xét ảnh hưởng của nhóm n 1: số hàng cọc trong nhóm, n 1 = 4 n 2: số cọc trong một hàng, n 2 = 2 d: đường kính cọc, d = 0.6 (m) s: khoảng cách hai cọc tính từ tim, s = 1.8 (m)

8.4.3 Tính toán cọc theo trạng thái giới hạn I

Kiểm tra cọc chịu tải trọng ngang

Dùng Q tt max 1.2 KN( ) kiểm tra điều kiện cân bằng áp lực ngang tại đáy đài, theo công thức thực nghiệm sau:

=  5+  = : góc ma sát trong của đất từ đáy đài trở lên mặt đất

 =  5+  = : trọng lượng riêng của đất từ đáy đài trở lên mặt đất

B = : cạnh của đáy đài theo phương thẳng góc với tải trọng Q

Vậy độ sâu đặt đáy đài thỏa điều kiện cân bằng áp lực ngang, nên ta có thể tính toán móng với giả thiết tải ngang hoàn toàn do lớp đất từ đáy đài tiếp nhận Do đó không cần tính móng cọc chịu tải trọng ngang

8.4.4 Tính toán cọc theo trạng thái giới hạn II

Mục đích của việc tính toán TTGH II là nhằm khống chế biến dạng của công trình không vượt quá các giới hạn cho phép để sử dụng công trình được bình thường, không làm mất mĩ quan công trình, để nội lực bổ sung trong kết cấu xuất hiện trong công trình do lún không đều gây ra không làm hư hỏng kết cấu

❖ Kiểm tra ổn định của đất nền

Hình 8.4 Khối móng qui ước

Chiều dài móng qui ước theo phương Y và phương X tương ứng:

L B : chiều dài và chiều rộng đài cọc

L c : chiều dài làm việc của cọc, L c = 17 m ( )

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

 : góc ma sát và chiều dài lớp đất thứ i

= − +    Trọng lượng khối móng qui ước:

W =8.67 5.07 2 17 11.65 9729.86 KN qu =B L qu qu D f +L c  tb

  +  ❖ Kiểm tra điều kiện ổn định của đất nền dưới đáy khối móng qui ước Áp lực tính toán tác dụng lên đất nền, dựa vào TCVN 9362:2012 xác định R tc :

II II II II o tc

Trong đó: tc 1.1 k = : Hệ số độ tin cậy, vì các đặt trưng tính toán lấy trực tiếp từ các bảng thống kê

1 1.2 m = : Hệ số điều kiện làm việc của đất nền (đặt móng tại lớp đất số 2)

2 1 m = : Hệ số điều kiện làm việc công trình tác động qua lại với đất nền, phụ thuộc vào tỷ lệ kích thước công trình

Chiều sâu cọc -22 (m) ứng với lớp đất thứ 6 có  = 22.83 ; o I L = 0

8.3 KN/m c II = : giá trị tính toán của lực dính đơn vị của đất nằm trực tiếp dưới đáy móng (Lớp 6)

 II : Là trị trung bình (theo từng lớp) của trọng lượng thể tích đất nằm phía trên độ sâu đặt móng (kN/m3)  II ' = 11.65 ( kN m / 3 )

 II : Là trị trung bình (theo từng lớp) của trọng lượng thể tích đất nằm phía dưới độ sâu đặt móng (kN/m3)  II = 10.1 ( kN m / 3 )

= = = + = + = − = − h0: Chiều sâu đến nền tầng hầm tính bằng mét (m) htd: Là chiều sâu đặt móng tính đổi kể từ nền tầng hầm bên trong nhà có tầng hầm, tính theo công thức:

= +  = +  h1: là chiều dày lớp đất phía trên đáy móng (m) h2: là chiều dày của kết cấu sàn tầng hầm (m)

 kc : Là trị tính toán trung bình của trọng lượng thể tích của kết cấu sàn tầng hầm, tính bằng (kN/m3)

A,B,D: hệ số phụ thuộc vào góc ma sát trong nền được lấy theo bảng 14 phụ thuộc vào góc ma sát trong được xác định theo điều 4.3.1 đến 4.3.7 TCVN 9362:2012

 : dung trọng các lớp đất từ đáy khối móng qui ước trở lên:

❖ Kiểm tra với giá trị tiêu chuẩn ứng với tổ hợp

Bảng 8.10 Nội lực tiêu chuẩn móng M2

Lực COMBO N Mx My Qx Qy

(KN) (KN.m) (KN.m) (KN) (KN)

Lực dọc tiêu chuẩn tác dụng dưới đáy khối móng qui ước:

W 13468 9729.86 23197.86 KN tc tc qu qu

N =N + = + Moment tiêu chuẩn tại đáy khối móng quy ước:

220.07 2 65.65 351.37 KN.m 572.74 2 209.11 909.96 KN.m tc tc tc x ox d oy tc tc tc y oy d ox

0.039 m 23197.86 tc tc x x tc qu tc tc y y tc qu e M N e M N

= = = = Ứng suất trung bình dưới khối đáy móng:

5.07 8.67 8.67 qu y tc x qu qu qu qu tc tc tc qu y tc x qu qu qu qu

555.57 KN/m 1.2 1215.6 KN/m 527.74 KN/m 1013 KN/m 479.91 KN/m 0 tc tc

II tc tc tb II tc

Vậy nền móng dưới khối móng qui ước thỏa điều kiện ổn định

Các combo còn lại cũng cho giá trị thỏa mãn các điều kiện

❖ Kiểm tra độ lún cho móng

Sử dụng phương pháp cộng lún từng lớp để tính độ lún tuyệt đối của nền móng

 = +  = +  - Chia các lớp đất thành những phân tố có độ dày đủ nhỏ để tính toán chính xác đảm bảo sự biến dạng trong đất nền và lực tác dụng là quan hệ tuyến tính Các lớp phân tố như vậy phải đạt đủ những yêu cầu sau:

+ Mỗi phân tố phải nằm hoàn toàn trong lớp đất

+ Mỗi phân tố phải nằm hoàn toàn trên hoặc hoàn toàn dưới mực nước ngầm

+ Chia các lớp phân tố càng nhỏ, độ chính xác sẽ càng cao

+ Độ dày mỗi lớp chọn 0.2 B d   h i 0.4 B d  = h i 1 m ( )

- Độ sâu dừng tính lún đối với đất:

+  bt  5  gl khi đất có E > 5 (Mpa)

+  bt  10  gl khi đất có E < 5 (Mpa)

Vì đất dưới khối móng qui ước có modun E = 8.26 MPa ( ) (  5 MPa ) → dừng tính lún khi  bt  5  gl gl o gl bt i i k P h

Trong đó: k o : hệ số phân bố ứng suất, tra bảng nội suy theo z i / bvà / bx

 gl : ứng suất gây lún tại lớp phân tố

 bt : ứng bản thân tại đáy lớp phân tố s i : độ lún từng phân tố

Lớp đất hi(m) Zi(m) g K o δ i gl δ i bt

0.2δ i bt δ gl tbi Eo Si

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

= =  = → thỏa điều kiện tính lún

Hình 8.5 Kiểm tra xuyên thủng móng M2

Tính toán chống nén thủng hạn chế theo điều kiện: xt c x bt m 0 h 0

=1: hệ số bê tông nặng

R bt : cường độ chịu kéo của bê tông , R bt = 1150 KN/m ( 2 )

F = P = +P P +P +P = + + + Với Pi là tổng lực của các cọc nằm ngoài tháp chống xuyên

Khả năng chống nén thủng:

=  Vậy chiều cao đài hợp lý

8.4.5 Tính toán thép bố trí đài cọc

PHƯƠNG TÍNH TOÁN STRIP TH LOCATION

Phương x (lớp trên) CSA1 TH7 0.6 1000 -1767.1546 Phương x (lớp dưới) CSA1 TH10 0.39 1000 402.0395 Phương y (lớp trên) CSB1 TH11 4.2 1000 -721.3707

Phương y (lớp dưới) CSB1 TH1 1 1000 3016.5834

( kN.m ) h 0  m  ( mm A s 2 )  Chọn thép As chọn

Thiết kế móng lõi thang

Bảng 8.12 - Tổng nội lực tính toán móng M6 (móng lõi thang)

Nmax TH1 -45795.05 2809.04 1355.80 -129.61 -94.31 Mxmax TH10 MAX -35426.38 32426.34 4355.77 250.39 733.98 Mymax TH11 MAX -31269.73 12979.10 10413.19 930.99 213.36

8.5.1 Xác định số lượng bố trí cọc

Ta chọn sơ bộ số lượng cọc rồi kiểm tra lại những bước sau

 : hệ số xét ảnh hưởng của moment, lấy  = 1 1.4

Móng cầu thang bộ sơ lược 28 cọc

Bảng sơ bộ số lượng cọc M6

Số lượng cọc Rc,a Móng M2 Móng M2

Móng lõi sơ bộ 20 cọc

Khoảng cách giữa các cọc là 3d = 1.8 (m), khoảng cách giữa mép cọc tới mép ngoài của đài chọn d/2 = 0.3(m)

8.5.2 Kiểm tra tính toán bằng SAFE V16

Sử dụng phần mềm SAFE V16 giải bài toán phản lực móng M6

Hình 8.6 - Phản lực đầu cọc móng M6

❖ Kiểm tra sự làm việc của cọc trong nhóm theo biểu thức:

Hệ số nhóm tính theo công thức Converse Labarre:

: hệ số xét ảnh hưởng của nhóm n 1: số hàng cọc trong nhóm, n 1 = 8 n 2: số cọc trong một hàng, n 2 = 6 d: đường kính cọc, d = 0.6 (m) s: khoảng cách hai cọc tính từ tim, s = 1.8 (m)

=   =  + Vậy thỏa điều kiện sức chịu tải nhóm cọc

8.5.3 Tính toán cọc theo trạng thái giới hạn I

Kiểm tra cọc chịu tải trọng ngang

Dùng Q tt max 11.39 KN( ) kiểm tra điều kiện cân bằng áp lực ngang tại đáy đài, theo công thức thực nghiệm sau:

=  6.5+  = : góc ma sát trong của đất từ đáy đài trở lên mặt đất

 =  6.5+  = : trọng lượng riêng của đất từ đáy đài trở lên mặt đất

B d = : cạnh của đáy đài theo phương thẳng góc với tải trọng Q

Vậy độ sâu đặt đáy đài thỏa điều kiện cân bằng áp lực ngang, nên ta có thể tính toán móng với giả thiết tải ngang hoàn toàn do lớp đất từ đáy đài tiếp nhận Do đó không cần tính móng cọc chịu tải trọng ngang

8.5.4 Tính toán cọc theo trạng thái giới hạn II

Mục đích của việc tính toán TTGH II là nhằm khống chế biến dạng của công trình không vượt quá các giới hạn cho phép để sử dụng công trình được bình thường, không làm mất mĩ quan công trình, để nội lực bổ sung trong kết cấu xuất hiện trong công trình do lún không đều gây ra không làm hư hỏng kết cấu

❖ Kiểm tra ổn định của đất nền

Hình 8.7 - Khối móng qui ước

Chiều dài móng qui ước theo phương Y và phương X tương ứng:

L B : chiều dài và chiều rộng đài cọc

L c : chiều dài làm việc của cọc, L c = 17 m ( )

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

 : góc ma sát và chiều dài lớp đất thứ i

= − +    Trọng lượng khối móng qui ước:

W 12.4 2 17 10.78 40636.29 KN qu =B L qu qu D f +L c  tb

  +  ❖ Kiểm tra điều kiện ổn định của đất nền dưới đáy khối móng qui ước Áp lực tính toán tác dụng lên đất nền, dựa vào TCVN 9362:2012 xác định R tc :

II II II II o tc

Trong đó: tc 1.1 k = : Hệ số độ tin cậy, vì các đặt trưng tính toán lấy trực tiếp từ các bảng thống kê

1 1.2 m = : Hệ số điều kiện làm việc của đất nền (đặt móng tại lớp đất số 2)

2 1 m = : Hệ số điều kiện làm việc công trình tác động qua lại với đất nền, phụ thuộc vào tỷ lệ kích thước công trình

Chiều sâu cọc -23.5 (m) ứng với lớp đất thứ 6 có  = 22.83 ; o I L = 0

8.3 KN/m c II = : giá trị tính toán của lực dính đơn vị của đất nằm trực tiếp dưới đáy móng (Lớp 6)

 II : Là trị trung bình (theo từng lớp) của trọng lượng thể tích đất nằm phía trên độ sâu đặt móng (kN/m3)  II ' = 10.78 ( kN m / 3 )

 II : Là trị trung bình (theo từng lớp) của trọng lượng thể tích đất nằm phía dưới độ sâu đặt móng (kN/m3)  II = 10.1 ( kN m / 3 )

= = = + = + = − = − h0: Chiều sâu đến nền tầng hầm tính bằng mét (m) htd: Là chiều sâu đặt móng tính đổi kể từ nền tầng hầm bên trong nhà có tầng hầm, tính theo công thức:

= +  = +  h1: là chiều dày lớp đất phía trên đáy móng (m) h2: là chiều dày của kết cấu sàn tầng hầm (m)

 kc : Là trị tính toán trung bình của trọng lượng thể tích của kết cấu sàn tầng hầm, tính bằng (kN/m3)

A,B,D: hệ số phụ thuộc vào góc ma sát trong nền được lấy theo bảng 14 phụ thuộc vào góc ma sát trong được xác định theo điều 4.3.1 đến 4.3.7 TCVN 9362:2012

 : dung trọng các lớp đất từ đáy khối móng qui ước trở lên:

❖ Kiểm tra với giá trị tiêu chuẩn ứng với tổ hợp

Bảng 8.13 - Nội lực tiêu chuẩn móng M6

Lực COMBO N Mx My Qx Qy

(KN) (KN.m) (KN.m) (KN) (KN)

Nmax CB7 -45420.66 8194.44 10145.16 -507.38 -136.43 Mxmax CB2 -37340.19 17592.23 3549.54 -103.78 -573.30 Mymax CB3 -41818.62 8039.06 12261.98 -529.31 -126.57

Lực dọc tiêu chuẩn tác dụng dưới đáy khối móng qui ước:

W (45420.66 51457.03) 40636.29 137513.98 KN tc tc qu qu

N =N + = + + Moment tiêu chuẩn tại đáy khối móng quy ước:

9278.70 2 173 9624.7 KN.m 6475.42 2 635.675 7746.77 KN.m tc tc tc x ox d oy tc tc tc y oy d ox

0.056 m 137513.98 tc tc x x tc qu tc tc y y tc qu e M N e M N

= = = = Ứng suất trung bình dưới khối đáy móng:

12.4 16 16 qu y tc x qu qu qu qu tc tc tc qu y tc x qu qu qu qu

730.09 KN/m 1.2 1123.428 KN/m 693.11 KN/m 936.19 KN/m 656.14 KN/m 0 tc tc

II tc tc tb II tc

Vậy nền móng dưới khối móng qui ước thỏa điều kiện ổn định

Các combo còn lại cũng cho giá trị thỏa mãn các điều kiện

❖ Kiểm tra độ lún cho móng

Sử dụng phương pháp cộng lún từng lớp để tính độ lún tuyệt đối của nền móng

 = +  = +  - Chia các lớp đất thành những phân tố có độ dày đủ nhỏ để tính toán chính xác đảm bảo sự biến dạng trong đất nền và lực tác dụng là quan hệ tuyến tính Các lớp phân tố như vậy phải đạt đủ những yêu cầu sau:

+ Mỗi phân tố phải nằm hoàn toàn trong lớp đất

+ Mỗi phân tố phải nằm hoàn toàn trên hoặc hoàn toàn dưới mực nước ngầm

+ Chia các lớp phân tố càng nhỏ, độ chính xác sẽ càng cao

+ Độ dày mỗi lớp chọn 0.2 B d   h i 0.4 B d  = h i 1 m ( )

- Độ sâu dừng tính lún đối với đất:

+  bt  5  gl khi đất có E > 5 (Mpa)

+  bt  10  gl khi đất có E < 5 (Mpa)

Vì đất dưới khối móng qui ước có modun E = 8.26 MPa ( ) (  5 MPa ) → dừng tính lún khi  bt  5  gl gl o gl bt i i k P h

Trong đó: k o : hệ số phân bố ứng suất, tra bảng nội suy theo z i / bvà / bx

 gl : ứng suất gây lún tại lớp phân tố

 bt : ứng bản thân tại đáy lớp phân tố s i : độ lún từng phân tố

Vị trí i Lớp đất hi(m) Zi(m)  K o δ i gl δ i bt

= =  = → thỏa điều kiện tính lún

Hình 8.8 - Đường bao phá hoại của móng lõi thang Theo 8.1.6.3 TCVN 5574-2018 tính toán chọc thủng được tiến hành theo điều kiện:

F, Mx, My lần lượt là lực tập tập trung momen uốn tập trung theo phương các trục X và Y đã được kể đến trong tính toán chọc thủng sau khi dời trụ ( so với trọng tâm của đường bao phá hoại)

F M M lần lượt là lực tập trung giới hạn và các momen tập trung giới hạn theo các phương trục X và Y, mà bê tông trong tiết diện ngang tính toán có thể chịu được

Trong đó: u, ho lần lượt là chu vi đường bao của tiết diện ngang tính toán và chiều cao làm việc quy đổi của đài móng

= + = − +  Trong đó: M x tt ,M y tt lần lượt là momen tập trung theo các phương X và Y đã được kể đến trong tính toán so với trọng tâm của lõi thang

3.150 bx bx bt bx bt by by bt by bt

Trong đó Ibx, Iby lần lượt là momen quán tính đối với trục x và y của đường bao phá hoại ymax, xmax lần lượt là khoảng cách xa nhất tính từ trọng tâm của hình đường bao phá hoại đến các đường bao phá hoại Đối với các đường bao song song với trục x:

= + − Đối với các đường bao song song với trục y:

Trong đó: x, y là tọa độ trọng tâm hình đường bao phá hoại xi, yi lần lượt là tọa độ của các đường bao thành phần so với trục tọa độ góc

Li là chiều dài của các đường bao thành phần

Trong đó: k là số cọc nằm ngoài đường bao phá hoại (ngoài vùng chống xuyên) của đài móng lõi thang (k ), n là số cọc trong đài móng lõi thang (n2)

Vậy đài cọc không bị chọc thủng

8.5.5 Tính toán thép bố trí đài cọc

TOÁN STRIP TH LOCATION B Mmax

Phương x (lớp trên) CSA2 TH10 0 3450 -243.7708

Phương x (lớp dưới) MSA1 TH10 1.7 6900 12312.1091

Phương y (lớp trên) MSB1 TH10 13.2 5100 -215.1051

Phương y (lớp dưới) MSB1 TH1 8.69 5100 11709.4584

Phương Vị trí M h 0  m  A s  Chọn thép As chọn

THIẾT KẾ PHƯƠNG ÁN MÓNG CỌC KHOAN NHỒI CHO CÔNG TRÌNH

Mở đầu

- Móng là một trong những yếu tố quan trọng nhất cần được lưu ý khi xây nhà hoặc các công trình Đây là nơi quyết định cho sự kiên cố, bền vững và là nền tảng nâng đỡ cả công trình Thiết kế bên dưới nhà cao tầng bao gồm các tính toán liên quan đến nền và móng công trình Việc tính toán nền móng phải đảm bảo các tiêu chí sau:

+ Áp lực của bất cứ vùng nào trong nền đều không vượt quá khả năng chịu lực của đất (điều kiện cường độ đất nền)

+ Ứng suất trong kết cấu không vượt quá khả năng chịu lực trong suốt quá trình tồn tại của kết cấu (điều kiện cường độ kết cấu)

+ Chuyển vị biến dạng của kết cấu (độ lún của móng, độ lún lệch giữa các móng) được khống chế không vượt quá giới hạn cho phép

+ Ảnh hưởng của việc xây dựng công trình đến công trình lân cận được khống chế + Đảm bảo tính hợp lý của các chỉ tiêu kỹ thuật, khả năng thi công và thời gian thi công

- Công trình chung cư cao cấp An Phú gồm có 1tầng hầm và 17 tầng nổi , cốt +0.000m được chọn tại mặt sàn tầng trệt, mặt đất tự nhiên tại cốt 0.000m, mặt sàn tầng hầm tại code 3.000m

− Chiều cao công trình kể từ cốt 0.000mlà +61.000m Kết cấu công trình sử dụng khung lõi chịu lực Công trình dự kiến sử dụng móng sâu, phương án được chọn thiết kế là cọc khoan nhồi.

Hồ sơ địa chất

Chọn hố khoan 1 (HK1) để tính toán móng công trình

Hình 9.1 - Mặt cắt địa chất công trình

Theo như kết quả khảo sát địa chất đất nền thì được phân loại, chia ra thành các lớp đất khác nhau

Căn cứ vào kết quả khảo sát hiện trường và kết quả thí nghiệm trong phòng với hố khoan, địa tầng tại công trường có thể chia thành các lớp đất chính sau:

Lớp 1: Sét pha nặng, màu xám trắng, nâu hồng-trạng thái dẻo mềm

Bề dày 3.8m, độ sâu từ 0.000m đến -3.800m

Lớp 2: Sét pha lẫn sạn sỏi Laterit, màu xám trắng – nâu hồng, trạng thái dẻo mềm

Bề dày 3.2m, độ sâu từ 3.800m đến -7.000m

Lớp 3: Sét pha nặng, màu xám xanh- xám trắng, dẻo cứng

Bề dày 1,5m, độ sâu từ -7.000m đến -8.500m

Lớp 4: Cát pha, màu vàng, xám trắng

Bề dày 2.8m, độ sâu từ -8.500m đến -11.300

Lớp 5: Sét, màu nâu vàng- xám trắng, trạng thái nửa cứng

Lớp 6: Cát pha, màu nâu hồng – nâu vàng- xám trắng

Bề dày 12.5m, độ sâu từ -17.500m đến -30.000

Bảng 9.1 - Các chỉ tiêu cơ lý của đất

Bề dày Độ ẩm Dung trọng

Dung trọng Hệ số Góc nội Lực dính Độ sệt

Giới Giới hạn Chỉ số

N SPT tự nhiên tự nhiên khô rỗng ma sát hạn dẻo dẻo chảy

9.2.2 Đánh giá tính chất của đất nền

- Mực nước ngầm xuất hiện và ổn định ở độ sâu -6.800 (tại thời điểm khoan lấy mẫu)

- Bảng thống kê các chỉ tiêu cơ lý nêu ra đầy đủ các giá trị tính toán của các thông số địa kỹ thuật của các lớp đất đóng cai trò chủ yếu trong nền móng công trình

- Người thiết kế cần kết hợp với tải trọng công trình và số liệu địa chất của từng vị trí hố khoan để tính toán và lựa chọn và lựa chọn giải pháp móng hợp lý

9.2.3 Lựa chọn giải pháp công trình

- Công trình có nhịp tương đối quy mô công trình 17 tầng nên tải truyền xuống móng là khá lớn nên các giải pháp móng sâu là khả thi nhất

- Sử dụng phương pháp cọc khoan nhồi dự kiến cọc sẽ cấm vào lớp 5 theo như khảo sát địa chất

9.2.4 Khái quát chung về móng cọc khoan nhồi

- Cọc khoan nhồi là cọc được chế tạo và thi công hiện trường, các bước thi công gồm các giai đoạn như sau:

+ Tạo hố khoan: có đường kính bằng đường kính thiết kế (dạng tròn hay dạng chữ nhật cọc barret), trong quá trình tạo hố khoan thành vách được giữ ổn định bằng ống vách kết hợp với dung dịch bentonite, vữa bentonite luôn giữ cao hơn mực nước ngầm trong hố khoan

+ Vệ sinh hố móng: thả máy bơm đến tận đáy hố khoan để hút bùn khoan cho đến khi chiều dày lớp bùn nhỏ hơn 2mm

+ Hạ lồng thép: trong quá trình hạ, cần chú ý định vị để lồng thép được đặt giữa hố khoan

+ Đổ bê tông: lấy lồng hố khoan theo phương pháp vữa dâng đồng thời đẩy được dung dịch bentonite ra ngoài, thu hồi dung dịch bentonite theo phương pháp tuần hoàn nghịch, hạn chế tối đa sự xâm nhập của vữa vào bê tông Yêu cầu mác bê tông phải >300 độ sụt không nhỏ hơn 14cm và sử dụng thêm các loại phụ gia khác

Chọn đường kính cọc và chiều sâu mũi thích hợp nhất cho điều kiện địa chất và tải trọng công trình Trong đồ án sinh viên chọn đường kính cọc D `0 mm phù hợp với điều kiện đất nền và khả năng thi công cọc khoan nhồi hiện nay

Cọc được ngàm vào đài 1 đoạn 0.1m sơ bộ chọn mũi cọc ngàm vào lớp đất số 6 một đoạn 4.5m, tổng chiều dài cọc nằm trong đất là 17( ) m tính từ mặt đất tự nhiên, chiều dài cọc cần chế tạo là 17( m ) chiều sâu mũi cọc so với mặt đất tự nhiên là 22( m ) Nếu là móng lõi thang thì chiều sâu mũi cọc cộng thêm 1.5 m, chiều dài cọc nằm trong đất và chiều dài cọc chế tạo không thay đổi kích thước

❖ Các hệ số chiết giảm tính toán cho công trình chịu động đất

Khi xác định chiều sâu tính toán hd, dưới tác động tải động đất cần tiến hành với trị số góc ma sát trong tính toán cần giảm bớt giá trị góc ma sát  là: − 2 o với động đất cấp 7, −4 o với động đất cấp 8, − 7 o với động đất cấp 9

→ Công trình thiết kế với động đất cấp 7 nên giảm 2 o

Hệ số giảm yếu điều kiện làm vệc của đất nền tra theo bảng 18 TCVN 10304:2014

Xác định sức chịu tải của cọc

9.3.1 Xác định sức chịu tải của cọc theo độ bền của vật liệu

Theo mục 7.1.9 TCVN 10304:2014 sức chịu tải vật liệu được tính theo công thức sau:

 = : kể đến việc đổ bê tông trong không gian chật hẹp của hố và ống vách; cb 0.7

 = : kể đến việc khoan và đổ bê tông vào lòng hố khoan dưới dung dịch khoan hoặc dưới nước chịu áp lực dư;

R b : cường độ chịu nén tính toán của bê tông (KN/m 2 )

A b : diện tích tiết diện ngang cọc, cọc có đường kính D = 0.6m → A b = 0.283 m ( ) 2

A s : diện tích tiết diện ngang của cốt thép (m 2 ), chọn 14 25  → A s = 68.72 cm ( 2 )

R sn : cường độ chịu nén của cốt thép, R sn 50000 KN/m( 2 )

→ Vậy sức chịu tải của vật liệu:

Q vl =    +   − 9.3.2 Xác định sức chịu tải của cọc theo chỉ tiêu cường độ đất nền

Theo phụ lục G1 và G2 của TCVN 10304:2014

Sức chịu tải cực hạn: R c u , _1 =q A b b +u  f l i i

Cường độ sức kháng chấn của đất dưới mũi cọc đối với móng thường:

' b 198.09 / q  = kN m (đối với móng thường)

' b 213.24 / q  = kN m (đối với móng lõi thang)

198.09 * 60 11885.4 / q b = = kN m (đối với móng thường)

183.24 * 60 10994.4 / q b = = kN m (đối với móng lõi thang)

Cường độ sức kháng chấn của đất dưới mũi cọc đối với móng lõi thang:

A b : diện tích tiết diện ngang mũi cọc , A b = 0.283 ( ) m 2 u : chu vi tiết diện thân cọc, u=1.884( ) m f i : sức kháng trung bình của lớp đất thứ i trên thân cọc ( KN/m 2 ) l i : chiều dài đoạn cọc nằm trong lớp đất thứ i ( ) m c : lực dính dưới mũi cọc, c = 8.3 KN/m ( 2 )

- c u i , : lực dính không thoát nước của lớp đất thứ i với c u i , = 6.25 N với N là chỉ số SPT trung bình tại chiều sâu lớp đất

: hệ số không thứ nguyên, xác định bằng đồ thị li là chiều dài đoạn cọc nằm trong lớp đất thứ i

Hình 9.2 - Biểu đồ xác định hệ số 

, tan , i i v zi a i f =k  Trong đó: k i : hệ số áp lực ngang của lớp đất thứ i, tra Bảng G1 TCVN 10304:2014 k i = 0.5

 v zi : ứng suất pháp hiệu quả trung bình theo phương đứng của lớp thứ i

 a i : góc ma sát giữa đất và cọc trong lớp đất rời thứ i, cọc bê tông

Bảng 9.3 - Tổng f i l i đối với móng lõi thang

Sức chịu tải của cọc theo cường độ đất nền đối với móng lõi thang:

9.3.3 Xác định sức chịu tải của cọc theo chỉ tiêu cơ lý của đất nền

Sức chịu tải cực hạn: R c u , _ 2 =  c ( cq q A b b +u  cf f l i i )

Trong đó: f i : cường độ sức kháng trung bình của lớp đất thứ i (tra bảng 3) l i : chiều dài đoạn cọc nằm trong lớp đất thứ i

A b : diện tích tiết diện ngang mũi cọc , A b = 0.283 ( ) m 2 u : chu vi tiết diện thân cọc, u=1.884( ) m

 c : hệ số làm việc của cọc trong đất,  c = 1

 cq : hệ số điều kiện làm việc của đất dưới mũi,  cq = 1

 cf : hệ số điều kiện làm việc của đất trên thân cọc,  cf = 0.9 q b : cường độ sức kháng dưới mũi cọc

Với góc ma sát trong  = 25.57 o , xác định hệ số     1 , 2 , , 3 4 theo bảng 6 TCVN 10304:2014

Bảng 9.4 - Các hệ số     1 , 2 , , 3 4 trong công thức

 : dung trọng tính toán của nền đất dưới mũi cọc ( KN/m 2 )(có xét đến tác dụng đẩy nổi trong đất bão hòa nước)

 1: dung trọng tính toán trung bình ( KN/m 2 ) (tính theo các lớp) của đất nằm trên mũi cọc (có xét đến tác động đẩy nỗi trong đất bão hòa nước) h: chiều cao hạ cọc kể từ mặt đất tự nhiên tới mũi cọc,

4949.56 KN/m q b • h = 23.5 m ( ) đối với móng lõi thang

Bảng 9.5 - Cường độ sức kháng trung bình của cọc móng thường

Lớp phân tố Độ sâu (m) l i (m) Độ sâu trung bình

Trạng thái hoặc độ sệt I L f i (kN/m 2 ) γ cf f i l i

Vậy sức chịu tải cực hạn đối với móng thường

Lớp đất Lớp phân tố Độ sâu (m) l i (m) Độ sâu trung bình

Trạng thái hoặc độ sệt

Vậy sức chịu tải cực hạn đối với móng lõi thang:

9.3.4 Xác định sức chịu tải của cọc theo kết quả xuyên tiêu chuẩn SPT

Tính theo công thức Nhật Bản

Sức chịu tải của cọc: R c u , − 3 =q A b b +u  ( f l c i c i , , + f l s i s i , , )

Trong đó: q b : cường độ sức kháng của đất dưới mũi cọc

(khi mũi cọc nằm trong đất rời: q b = 150  N p = 150 16  = 2400 KN/m ( 2 ) cho cọc nhồi)

, l c i : chiều dài đoạn cọc nằm trong lớp đất dính thứ “i”

, l s i : chiều dài đoạn cọc nằm trong lớp đất rời thứ “i”

, , , c i s i f f : cường độ sức kháng trung bình của lớp đất dính thứ i, lớp đất rời thứ i Đối với đất dính

Cu,i: là cường độ sức kháng cắt không thoát nước của đất dính, Cu,i = 6.25Nc,i Đối với cọc khoan nhồi: f L = 1

Hệ số  p xác định bằng đồ thị:

Hình 9.3 - Biểu đồ xác định hệ số  p và f L Đối với đất rời

N s i : chỉ số SPT trung bình trong lớp đất rời thứ “i”

❖ Sức chịu tải cực hạn theo ma sát

Vậy sức chịu tải của cọc: R c u , − 3 = 2400 0.283 1.884 1604.47 3702.02 KN  +  = ( )

Bảng 9.8 - Sức chịu tải theo thí nghiệm SPT của móng lõi thang

Vậy sức chịu tải của cọc: R c u , − 3 = 2400 0.283 1.884 1708.03 3897.13 KN  +  = ( )

Sức chịu tải cực hạn

R =Min R − R − R − =Min - Đối với móng thang máy:

R =Min R − R − R − =Min ❖ Sức chịu tải thiết kế Điều kiện kiểm tra: d o c ck n k

N c N : giá trị tính toán tải trọng nén và kéo tác dụng lên cọc ck , tk

R R : giá trị tiêu chuẩn sức chịu tải trọng nén hoặc kéo của cọc, được xác định từ sức nén cực hạn ( R cu ) và lực kéo ( R tu ) của cọc

 o : hệ số điều kiện làm việc,  o = 1 đối với cọc đơn và  o = 1.5 trong móng nhiều cọc

 n : hệ số tầm quan trọng của công trình, công trình cấp 2 lấy  n = 1.15

 k : hệ số tin cậy đất nền,  k phụ thuộc vào số lượng cọc như sau:

 k = : móng có ít nhất 21 cọc

9.3.6 Độ cứng cọc Đối với móng thường

Theo mục 7.4.2 TCVN 10304:2014 Đối với cọc đơn treo không mở rộng mũi độ lún cọc được xác định theo công thức sau:

 G l Độ cứng của cọc tính theo công thức:

N: tải trọng thẳng đứng tác dụng lên cọc l: chiều dài cọc

 xác định theo công thức:

  là hệ số tương ứng cọc cứng tuyệt đối ( E A =  )

 =  d  giống như ' nhưng đối với nền đất đồng nhất

 = G l là độ cứng tương đối của cọc

EA: độ cứng thân cọc chịu nén

G 1: giá trị đặc trưng trung bình của toàn bộ lớp đất trong chiều sâu hạ cọc

G 2: lấy bằng 0.5l, từ độ sâu l đến 1.5l

Cho phép lấy modun trượt

= n + và K n = 2 ( E o là modun biến dạng của đất)

= =  Đối với móng thang máy

Vì cọc trong móng thường và móng thang máy cùng nằm chung trong một lớp đất Để tiện lợi tính toán ta lấy bằng độ cứng của móng thường.

Thiết kế móng M2

Mxmax TH11 MAX -11847.0 2092.9 1482.2 211.5 153.3 Mymax TH10 MAX -11927.5 1691.2 1555.9 410.9 11.3

9.4.1 Xác định số lượng và bố trí cọc

Ta chọn sơ bộ số lượng cọc rồi kiểm tra lại những bước sau

 : hệ số xét ảnh hưởng của moment, lấy  = 1 1.4

Bảng sơ bộ số lượng cọc M2

Số lượng cọc Rc,a Móng M2 Móng M2

Khoảng cách giữa các cọc là 3d = 1.8(m) , khoảng cách giữa mép cọc tới mép ngoài của đài chọn d/2 = 0.3(m)

Tải trọng tác dụng lên một đầu cọc bất kỳ xác định theo công thức:

N tt : tải trọng tính toán thẳng đứng truyền xuống móng

W: trọng lượng trung bình của đài n : số cọc trong đài móng

M x , M y : moment xoay quanh trục x và trục y i , i x y : tọa độ tim cọc theo phương x và y

W 4.8 3 2 22 633.6 KN tt tt o d d bt tt tu tt x x y d tt tu tt y y x d d d f tb

= + = +  =    =    Bảng 9.10 - Phản lực đầu cọc

Cọc xi (m) yi (m) xi 2 yi 2  x i 2  y i 2 P i (kN)

 cọc không bị nhổ, thỏa điều kiện

❖ Kiểm tra sự làm việc của cọc trong nhóm theo biểu thức:

Hệ số nhóm tính theo công thức Converse Labarre:

: hệ số xét ảnh hưởng của nhóm n 1: số hàng cọc trong nhóm, n 1 = 4 n 2: số cọc trong một hàng, n 2 = 2 d: đường kính cọc, d = 0.6 (m) s: khoảng cách hai cọc tính từ tim, s = 1.8 (m)

Vậy thỏa điều kiện sức chịu tải nhóm cọc

9.4.2 Tính toán cọc theo trạng thái giới hạn I

Kiểm tra cọc chịu tải trọng ngang

Dùng Q tt max 1.2 KN( ) kiểm tra điều kiện cân bằng áp lực ngang tại đáy đài, theo công thức thực nghiệm sau:

=  5+  = : góc ma sát trong của đất từ đáy đài trở lên mặt đất

 =  5+  = : trọng lượng riêng của đất từ đáy đài trở lên mặt đất

B = : cạnh của đáy đài theo phương thẳng góc với tải trọng Q

Vậy độ sâu đặt đáy đài thỏa điều kiện cân bằng áp lực ngang, nên ta có thể tính toán móng với giả thiết tải ngang hoàn toàn do lớp đất từ đáy đài tiếp nhận Do đó không cần tính móng cọc chịu tải trọng ngang

9.4.3 Tính toán cọc theo trạng thái giới hạn II

Mục đích của việc tính toán TTGH II là nhằm khống chế biến dạng của công trình không vượt quá các giới hạn cho phép để sử dụng công trình được bình thường, không làm mất mĩ quan công trình, để nội lực bổ sung trong kết cấu xuất hiện trong công trình do lún không đều gây ra không làm hư hỏng kết cấu

❖ Kiểm tra ổn định của đất nền

Hình 9.4 - Khối móng qui ước

Chiều dài móng qui ước theo phương Y và phương X tương ứng:

L B : chiều dài và chiều rộng đài cọc

L c : chiều dài làm việc của cọc, L c = 17 m ( )

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

 : góc ma sát và chiều dài lớp đất thứ i

= − +    Trọng lượng khối móng qui ước:

W =6.87 5.07 2 17 11.65 7709.82 KN qu =B L qu qu D f +L c  tb

  +  ❖ Kiểm tra điều kiện ổn định của đất nền dưới đáy khối móng qui ước Áp lực tính toán tác dụng lên đất nền, dựa vào TCVN 9362:2012 xác định R tc :

II II II II o tc

Trong đó: tc 1.1 k = : Hệ số độ tin cậy, vì các đặt trưng tính toán lấy trực tiếp từ các bảng thống kê

1 1.2 m = : Hệ số điều kiện làm việc của đất nền (đặt móng tại lớp đất số 2)

2 1 m = : Hệ số điều kiện làm việc công trình tác động qua lại với đất nền, phụ thuộc vào tỷ lệ kích thước công trình

Chiều sâu cọc -22 (m) ứng với lớp đất thứ 6 có  = 22.83 ; o I L = 0

8.3 KN/m c II = : giá trị tính toán của lực dính đơn vị của đất nằm trực tiếp dưới đáy móng (Lớp 6)

 II : Là trị trung bình (theo từng lớp) của trọng lượng thể tích đất nằm phía trên độ sâu đặt móng (kN/m3)  II ' =11.65 ( kN m / 3 )

 II : Là trị trung bình (theo từng lớp) của trọng lượng thể tích đất nằm phía dưới độ sâu đặt móng (kN/m3)  II = 10.1 ( kN m / 3 )

= = = + = + = − = − h0: Chiều sâu đến nền tầng hầm tính bằng mét (m) htd: Là chiều sâu đặt móng tính đổi kể từ nền tầng hầm bên trong nhà có tầng hầm, tính theo công thức:

= +  = +  h1: là chiều dày lớp đất phía trên đáy móng (m) h2: là chiều dày của kết cấu sàn tầng hầm (m)

 kc : Là trị tính toán trung bình của trọng lượng thể tích của kết cấu sàn tầng hầm, tính bằng (kN/m3)

A,B,D: hệ số phụ thuộc vào góc ma sát trong nền được lấy theo bảng 14 phụ thuộc vào góc ma sát trong được xác định theo điều 4.3.1 đến 4.3.7 TCVN 9362:2012

 : dung trọng các lớp đất từ đáy khối móng qui ước trở lên:

❖ Kiểm tra với giá trị tiêu chuẩn ứng với tổ hợp

Lực COMBO N Mx My Qx Qy

(KN) (KN.m) (KN.m) (KN) (KN)

Lực dọc tiêu chuẩn tác dụng dưới đáy khối móng qui ước:

W 13468 7709.82 21177.82 KN tc tc qu qu

N =N + = + Moment tiêu chuẩn tại đáy khối móng quy ước:

220.07 2 65.65 351.37 KN.m 572.74 2 209.11 909.96 KN.m tc tc tc x ox d oy tc tc tc y oy d ox

0.043 m 21177.82 tc tc x x tc qu tc tc y y tc qu e M

= = = = Ứng suất trung bình dưới khối đáy móng:

5.07 6.87 tc qu tc tb qu qu

=   Ứng suất lớn nhất và nhỏ nhất dưới khối móng qui ước:

5.07 6.87 6.87 tc tc tc qu y tc x qu qu qu qu tc tc tc qu y tc x qu qu qu qu

647.99 KN/m 1.2 1215.6 KN/m 608.02 KN/m 947.73 KN/m 568.05 KN/m 0 tc tc

II tc tc tb II tc

Vậy nền móng dưới khối móng qui ước thỏa điều kiện ổn định

Các combo còn lại cũng cho giá trị thỏa mãn các điều kiện

❖ Kiểm tra độ lún cho móng

Sử dụng phương pháp cộng lún từng lớp để tính độ lún tuyệt đối của nền móng

 = +  = +  - Chia các lớp đất thành những phân tố có độ dày đủ nhỏ để tính toán chính xác đảm bảo sự biến dạng trong đất nền và lực tác dụng là quan hệ tuyến tính Các lớp phân tố như vậy phải đạt đủ những yêu cầu sau:

+ Mỗi phân tố phải nằm hoàn toàn trong lớp đất

+ Mỗi phân tố phải nằm hoàn toàn trên hoặc hoàn toàn dưới mực nước ngầm

+ Chia các lớp phân tố càng nhỏ, độ chính xác sẽ càng cao

+ Độ dày mỗi lớp chọn 0.2 B d   h i 0.4 B d  = h i 1 m ( )

- Độ sâu dừng tính lún đối với đất:

+  bt  5  gl khi đất có E > 5 (Mpa)

+  bt  10  gl khi đất có E < 5 (Mpa)

Vì đất dưới khối móng qui ước có modun E = 8.26 MPa ( ) (  5 MPa ) → dừng tính lún khi  bt  5  gl gl o gl bt i i k P h

Trong đó: k o : hệ số phân bố ứng suất, tra bảng nội suy theo z i / bvà / bx

 gl : ứng suất gây lún tại lớp phân tố

 bt : ứng bản thân tại đáy lớp phân tố s i : độ lún từng phân tố

Lớp đất hi(m) Zi(m)  K o δ i gl δ i bt

0.2δ i bt δ gl tbi Eo Si

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

= =  = → thỏa điều kiện tính lún

Hình 9.5 - Kiểm tra xuyên thủng móng M2

Tính toán chống nén thủng hạn chế theo điều kiện: xt c x bt m 0 h 0

=1: hệ số bê tông nặng

R bt : cường độ chịu kéo của bê tông ,R bt =1150 KN/m ( 2 )

F = P = +P P + +P P = + + + Với Pi là tổng lực của các cọc nằm ngoài tháp chống xuyên

Khả năng chống nén thủng:

=  Vậy chiều cao đài hợp lý

9.4.4 Tính toán thép bố trí đài cọc

PHƯƠNG TÍNH TOÁN STRIP TH LOCATION

Phương x (lớp trên) MSA4 TH1 0.6 1000 -774.3562 Phương x (lớp dưới) MSA4 TH10 0.39 1000 100.9204 Phương y (lớp trên) MSB3 TH1 2.4 1000 -1122.4966 Phương y (lớp dưới) MSB3 TH11 3.39 1000 181.405

( kN.m ) h 0  m  ( mm A s 2 )  Chọn thép As chọn

Thiết kế móng lõi thang

Bảng 9.13 - Tổng nội lực tính toán móng M6 (móng lõi thang)

Nmax TH1 -45795.05 2809.04 1355.80 -129.61 -94.31 Mxmax TH10 MAX -35426.38 32426.34 4355.77 250.39 733.98 Mymax TH11 MAX -31269.73 12979.10 10413.19 930.99 213.36

9.5.1 Xác định số lượng bố trí cọc

Ta chọn sơ bộ số lượng cọc rồi kiểm tra lại những bước sau

 : hệ số xét ảnh hưởng của moment, lấy  = 1 1.4

Bảng sơ bộ số lượng cọc M6

Số lượng cọc Rc,a Móng M6 Móng M6

Móng lõi thang sơ bộ 21 cọc

Móng cầu thang bộ sơ lược 21 cọc

Khoảng cách giữa các cọc là 3d = 1.8 (m), khoảng cách giữa mép cọc tới mép ngoài của đài chọn d/2 = 0.3(m)

9.5.2 Kiểm tra tính toán bằng SAFE V16

Sử dụng phần mềm SAFE V16 giải bài toán phản lực móng M6

Hình 9.6 - Phản lực đầu cọc móng M6

❖ Kiểm tra sự làm việc của cọc trong nhóm theo biểu thức:

Hệ số nhóm tính theo công thức Converse Labarre:

: hệ số xét ảnh hưởng của nhóm n 1: số hàng cọc trong nhóm, n 1 = 8 n 2: số cọc trong một hàng, n 2 = 6 d: đường kính cọc, d = 0.6 (m) s: khoảng cách hai cọc tính từ tim, s = 1.8 (m)

→ = −      =   =  + Vậy thỏa điều kiện sức chịu tải nhóm cọc

9.5.3 Tính toán cọc theo trạng thái giới hạn I

Kiểm tra cọc chịu tải trọng ngang

Dùng Q tt max 11.39 KN( ) ( của cầu thang bộ) kiểm tra điều kiện cân bằng áp lực ngang tại đáy đài, theo công thức thực nghiệm sau:

=  6.5+  = : góc ma sát trong của đất từ đáy đài trở lên mặt đất

 =  6.5+  = : trọng lượng riêng của đất từ đáy đài trở lên mặt đất

B d = : cạnh của đáy đài theo phương thẳng góc với tải trọng Q

Vậy độ sâu đặt đáy đài thỏa điều kiện cân bằng áp lực ngang, nên ta có thể tính toán móng với giả thiết tải ngang hoàn toàn do lớp đất từ đáy đài tiếp nhận Do đó không cần tính móng cọc chịu tải trọng ngang

9.5.4 Tính toán cọc theo trạng thái giới hạn II

Mục đích của việc tính toán TTGH II là nhằm khống chế biến dạng của công trình không vượt quá các giới hạn cho phép để sử dụng công trình được bình thường, không làm mất mĩ quan công trình, để nội lực bổ sung trong kết cấu xuất hiện trong công trình do lún không đều gây ra không làm hư hỏng kết cấu

❖ Kiểm tra ổn định của đất nền

Hình 9.7 - Khối móng qui ước

Chiều dài móng qui ước theo phương Y và phương X tương ứng:

L B : chiều dài và chiều rộng đài cọc

L c : chiều dài làm việc của cọc, L c = 17 m ( )

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

 : góc ma sát và chiều dài lớp đất thứ i

= − +    Trọng lượng khối móng qui ước:

W 2 12.4 2 17 10.78 36064.71 KN qu =B L qu qu D f +L c  tb

  +  ❖ Kiểm tra điều kiện ổn định của đất nền dưới đáy khối móng qui ước Áp lực tính toán tác dụng lên đất nền, dựa vào TCVN 9362:2012 xác định R tc :

II II II II o tc

Trong đó: tc 1.1 k = : Hệ số độ tin cậy, vì các đặt trưng tính toán lấy trực tiếp từ các bảng thống kê

1 1.2 m = : Hệ số điều kiện làm việc của đất nền (đặt móng tại lớp đất số 2)

2 1 m = : Hệ số điều kiện làm việc công trình tác động qua lại với đất nền, phụ thuộc vào tỷ lệ kích thước công trình

Chiều sâu cọc -23.5 (m) ứng với lớp đất thứ 6 có  = 22.83 ; o I L = 0

8.3 KN/m c II = : giá trị tính toán của lực dính đơn vị của đất nằm trực tiếp dưới đáy móng (Lớp 6)

 II : Là trị trung bình (theo từng lớp) của trọng lượng thể tích đất nằm phía trên độ sâu đặt móng (kN/m3)  II ' = 10.78 ( kN m / 3 )

 II : Là trị trung bình (theo từng lớp) của trọng lượng thể tích đất nằm phía dưới độ sâu đặt móng (kN/m3)  II = 10.1 ( kN m / 3 )

= = = + = + = − = − h0: Chiều sâu đến nền tầng hầm tính bằng mét (m) htd: Là chiều sâu đặt móng tính đổi kể từ nền tầng hầm bên trong nhà có tầng hầm, tính theo công thức:

= +  = +  h1: là chiều dày lớp đất phía trên đáy móng (m)

 kc : Là trị tính toán trung bình của trọng lượng thể tích của kết cấu sàn tầng hầm, tính bằng (kN/m3)

A,B,D: hệ số phụ thuộc vào góc ma sát trong nền được lấy theo bảng 14 phụ thuộc vào góc ma sát trong được xác định theo điều 4.3.1 đến 4.3.7 TCVN 9362:2012

 : dung trọng các lớp đất từ đáy khối móng qui ước trở lên:

❖ Kiểm tra với giá trị tiêu chuẩn ứng với tổ hợp

Bảng 9.14 - Nội lực tiêu chuẩn móng M6

Lực COMBO N Mx My Qx Qy

(KN) (KN.m) (KN.m) (KN) (KN)

Nmax CB7 -45420.66 8194.44 10145.16 -507.38 -136.43 Mxmax CB2 -37340.19 17592.23 3549.54 -103.78 -573.30 Mymax CB3 -41818.62 8039.06 12261.98 -529.31 -126.57

Lực dọc tiêu chuẩn tác dụng dưới đáy khối móng qui ước:

W (45420.66 51457.03) 36064.71 132942.39 KN tc tc qu qu

N =N + = + + Moment tiêu chuẩn tại đáy khối móng quy ước:

9278.70 2 173 9624.7 KN.m 6475.42 2 635.675 7746.77 KN.m tc tc tc x ox d oy tc tc tc y oy d ox

0.058 m 132942.39 tc tc x x tc qu tc tc y y tc qu e M N e M N

= = = = Ứng suất trung bình dưới khối đáy móng:

12.4 14.2 tc qu tc tb qu qu

=   Ứng suất lớn nhất và nhỏ nhất dưới khối móng qui ước:

12.4 14.2 14.2 tc tc tc qu y tc x qu qu qu qu tc tc tc qu y tc x qu qu qu qu

798.53 KN/m 1.2 1123.428 KN/m 755.011 KN/m 936.19 KN/m 711.49 KN/m 0 tc tc

II tc tc tb II tc

Vậy nền móng dưới khối móng qui ước thỏa điều kiện ổn định

Các combo còn lại cũng cho giá trị thỏa mãn các điều kiện

❖ Kiểm tra độ lún cho móng

Sử dụng phương pháp cộng lún từng lớp để tính độ lún tuyệt đối của nền móng

 = +  = +  - Chia các lớp đất thành những phân tố có độ dày đủ nhỏ để tính toán chính xác đảm bảo sự biến dạng trong đất nền và lực tác dụng là quan hệ tuyến tính Các lớp phân tố như vậy phải đạt đủ những yêu cầu sau:

+ Mỗi phân tố phải nằm hoàn toàn trong lớp đất

+ Mỗi phân tố phải nằm hoàn toàn trên hoặc hoàn toàn dưới mực nước ngầm

+ Chia các lớp phân tố càng nhỏ, độ chính xác sẽ càng cao

+ Độ dày mỗi lớp chọn 0.2 B d   h i 0.4 B d  = h i 1 m ( )

- Độ sâu dừng tính lún đối với đất:

+  bt  5  gl khi đất có E > 5 (Mpa)

+  bt  10  gl khi đất có E < 5 (Mpa) khi  bt  5  gl gl o gl bt i i k P h

Trong đó: k o : hệ số phân bố ứng suất, tra bảng nội suy theo z i / bvà / bx

 gl : ứng suất gây lún tại lớp phân tố

 bt : ứng bản thân tại đáy lớp phân tố s i : độ lún từng phân tố

Vị trí i Lớp đất hi(m) Zi(m)  K o δ i gl δ i bt

= =  = → thỏa điều kiện tính lún

Hình 9.8 – Đường bao phá hoại móng lõi thang Theo 8.1.6.3 TCVN 5574-2018 tính toán chọc thủng được tiến hành theo điều kiện:

F, Mx, My lần lượt là lực tập tập trung momen uốn tập trung theo phương các trục X và Y đã được kể đến trong tính toán chọc thủng sau khi dời trụ ( so với trọng tâm của đường bao phá hoại)

F M M lần lượt là lực tập trung giới hạn và các momen tập trung giới hạn theo các phương trục X và Y, mà bê tông trong tiết diện ngang tính toán có thể chịu được

Trong đó: u, ho lần lượt là chu vi đường bao của tiết diện ngang tính toán và chiều cao làm việc quy đổi của đài móng

= + = − +  Trong đó: M x tt ,M y tt lần lượt là momen tập trung theo các phương X và Y đã được kể đến trong tính toán so với trọng tâm của lõi thang ex, ey lần lượt là khoảng cách từ trong tâm lõi thang đến trọng tâm đường bao phá hoại theo phương x và y

3.150 bx bx bt bx bt by by bt by bt

Trong đó Ibx, Iby lần lượt là momen quán tính đối với trục x và y của đường bao phá hoại ymax, xmax lần lượt là khoảng cách xa nhất tính từ trọng tâm của hình đường bao phá hoại đến các đường bao phá hoại Đối với các đường bao song song với trục x:

= + − Đối với các đường bao song song với trục y:

Trong đó: x, y là tọa độ trọng tâm hình đường bao phá hoại xi, yi lần lượt là tọa độ của các đường bao thành phần so với trục tọa độ góc

Li là chiều dài của các đường bao thành phần

Trong đó: k là số cọc nằm ngoài đường bao phá hoại (ngoài vùng chống xuyên) của đài móng lõi thang (k ), n là số cọc trong đài móng lõi thang (n()

Vậy đài cọc không bị chọc thủng

9.5.5 Tính toán thép bố trí đài cọc

Phương x (lớp trên) CAS4 TH11 0 3000 -223.4604

Phương x (lớp dưới) MSA5 TH10 1.695 6000 10407.6329

Phương y (lớp trên) MSB4 TH6 6 5100 -4926.0308

Phương y (lớp dưới) MSB4 TH7 10.725 5100 5938.4817

Phương Vị trí M h 0  m  A s  Chọn thép As chọn

So sánh 2 phương án cọc ly tâm ứng suất trước và cọc khoan nhồi

Chọn khung trục 3 để so sánh

→ Khối lượng bê tông trong phương án cọc khoan nhồi tốn nhiều hơn 7.7 lần so với khối lượng bê tông phương án cọc ép ly tâm

9.5.7 Điều kiện kỹ thuật (kết cấu)

Chọn khung trục 3 để so sánh

− Phương án cọc ly tâm:  P=  4 2 2600 48 3200 174400(+  = kN)

− Phương án cọc khoan nhồi:  P=  3 2 3000 42 3700 173400(+  = kN)

→ Hai phương án khả năng chịu lực gần bằng nhau

Vì xung quanh chung cư An Phú mặt bằng thi công khá rộng rãi, nên việc vận chuyển cọc ly tâm cũng dễ dàng, và cũng cách xa các nhà lân cận một khoảng đủ để việc ép cọc không gây nứt nhà lân cận Nên phương án cọc ly tâm là một phương án phù hợp

Chọn phương án cọc ly tâm làm phương án móng cho công trình….

THIẾT KẾ BIỆN PHÁP THI CÔNG MÓNG ĐIỂN HÌNH

Biên pháp thi công ép cọc

10.1.1 Chọn phương án và tính số lượng cọc

• Do công trình nằm giáp bệnh viện nên chọn phương án cọc ép để không gây ô nhiễm tiếng ồn và môi trường

• Tổng số lượng cọc cần ép:

 Tổng số lượng cọc cần ép:120 (cọc)

 Tổng số lượng cọc cần ép: 279 (cọc)

Hình 10.1 – Mặt bằng ép cọc

 Sau khi phân tích chọn móng M5 làm móng điển hình và thiết kế chi tiết

 = = =   Thỏa độ mảnh cho phép của cọc

10.1.2 Chọn máy ép cọc epmin tk

P =(1.5 2)P =(1.5 2) 260  75 500(kN)  chọn P epmin @0(T) ep max tk ep max vl

 Chọn máy ép cọc: P ep =1.4P epmax =1.4 450 c0 (T)

 Chọn máy ép cọc có chỉ tiêu kĩ thuật như sau:

+ Áp lực bơm dầu lớn nhất: 700 kG/cm 2

10.1.3 Chọn khung ép và đối trọng

Chọn khung ép cho móng điển hình là móng cột giữa, gồm 4 tim cọc

Các thông số khung ép như sau:

+ Chiều cao khung ép 17.5m (kể cả chiều cao bệ máy 0.5m), di chuyển theo 2 phương + Khung di chuyển cao 12m, 600 x 600

Hình 10.4 – Mặt bằng giàn ép móng M5 trục 5-A

Sơ đồ tính đối trọng ứng với từng vị trí tương quan giữa kích ép và đối trọng Vì mặt bằng cọc và giá ép đối xứng nên xét 2 sơ đồ tính đối trọng như sau:

Vậy chọn mỗi bên 18 viên đối trọng, mỗi viên kích thước 1x1x3 (m), nặng 7.5T

 Tổng trọng lượng đối trọng mỗi bên: P 18x7.5 135T= Để đẩy nhanh tiến độ thi công  chọn 2 giàn ép để thi công ép cọc

Chọn máy cẩu phục vụ ép cọc

• Chiều cao cẩu cần thiết: H=h ct +h at +h ck + +h t h p

Trong đó: hct: độ cao công trình cần đặt cấu kiện (chiều cao đối trọng) hat: khoảng an toàn hck: chiều cao cấu kiện ht: chiều cao thiết bị treo hp: chiều dài hệ puli:

+ Tầm với nhỏ nhất: Rmin = S + r = 3 + 20cos75 o = 8.17m

Trong đó: d: khoảng cách lớn nhất từ mép công trình đến điểm đặt cấu kiện, tính theo phương cần với

S: khoảng cách từ tâm quay của cần trục đến mép công trình r: khoảng cách từ trục quay đến tay cần

• Chiều dài tay cần: c o max

+ Với hc là chiều cao cần trục, lấy hc= 1.5m

- Tổng trọng lượng phụ kiện 0.5T

- Khi cần trục nâng đối trọng: Q = 7.5 + 0.5 = 8T

- Khi cần trục nâng cọc: Q = 5.28 + 0.5 = 5.78T

 Chọn cần trục tự hành của LIÊN XÔ cũ mã hiệu XKG - 30 chiều dài cần 22m (tra trong sổ tay chọn máy thi công xây dựng Nguyễn Tiến Thụ – NXB Xây Dựng)

Tổ chức mặt bằng thi công cọc ép

Hình 10.5 – Tổ chức mặt bằng thi công ép cọc

Chọn gốc tọa độ tại vị trí giao giữa trục 1’ và trục A’

 Tọa độ vị trí các thiết bị trên sơ đồ di chuyển được xác định theo các bảng sau:

Bảng 10.1 – Tọa độ đứng thao tác của máy cẩu phục vụ ép cọc

Bảng 10.2 – Tọa độ giàn ép 1 trên sơ đồ di chuyển

Bảng 10.3 – Tọa độ giàn ép 2 trên sơ đồ di chuyển

VỊ TRÍ X (mm) Y (mm) VỊ TRÍ X (mm) Y (mm)

Biện pháp thi công ép cừ thép vào đất

+ Đào đất bằng cơ giới đến cao trình đáy móng -4.6m

10.2.1 Biện pháp thi công tường cừ

+ Theo kết quả khảo sát địa chất, lớp đất mặt của công trình là lớp đất sét pha nặng dày 3.8m và bên dưới là sét pha lẫn sạn sỏi, dày đến 3.2m so với cao trình tự nhiên, do đó phạm vi đào phần ngầm của công trình nằm giữa các lớp đất trên

+ Mặt khác, do không thể áp dụng biện pháp tạo mái dốc đất tự nhiên khi đào do khống chế bởi chiều sâu hố đào và lớp đất rất yếu Vì vậy, để đảm bảo tính kinh tế và hiệu quả, ta áp dụng biện pháp chống vách đất bằng tường cừ thép Larsen theo chu vi mặt bằng đào đất + Ưu điểm của loại cừ Larsen:

- Vật liệu có cường độ chịu uốn lớn

- Được chế tạo sẵn theo theo yêu cầu, có thể hàn nối trực tiếp ngay tại công trường

- Tính cơ động và khả năng luân lưu cao

- Không yêu cầu máy thi công phức tạp và trình độ công nhân cao

Tính toán cừ thép Larsen

+ Tính độ sâu ngàm cọc vào đất sao cho đảm bảo đủ khả năng chịu áp lực chủ động ngang của đất

+ Chuyển vị ở đỉnh cừ phải thỏa mãn điều kiện cho phép

• Tính toán: (tường cừ không neo)

+ Theo phương pháp của H.Blum, độ sâu t của tường được tính theo công thức: t= +u 1.2x= +u 1.2 l

Trong đó: u – khoảng cách từ điểm áp lực đất bằng không đến đáy hố móng, a p a u K h

Ka, Kp – lần lượt là áp lực đất chủ động và bị động của đất

+ Hệ số áp lực đất chủ động và bị động được xác định theo:

Bảng 0.1 – Thông số tính toán ( Phụ lục phần thi công) a p a

 = + = + + Cường độ áp lực đất tính theo công thức: P=K z a  +K q a −C.c

- q=1T / m 2 : tải trọng của xe vận chuyển trên mép hố đào và áp lực của lớp đất đắp

+ Hợp lực cách mặt đất một đoạn a =2m p a

 Độ sâu neo ngàm cọc vào đất: t= +u 1.2 l =5.28 1.2 0.86 8.28 13.8m+    Chọn chiều dài cừ: l cu = + =t h 13.8 4.2 18m+ =  chọn cừ dài 18m

• Nhận xét: để giảm chiều dài cừ thép xuống còn 12m  chọn giải pháp cừ thép có neo, khoảng 5m bố trí một neo giữ

• Chọn sơ bộ cừ Larsen loại II (theo bảng trên) có các thông số sau:

+ Diện tích tiết diện ngang: 61,18 cm 2

+ Mô men quán tính: 1240 cm 4

+ Mô men kháng uốn: 152 cm 3

Hình 10.6 – Chi tiết cừ Larsen

Chọn phương pháp thi công cừ bằng búa rung - nén cừ

Chọn sơ bộ máy thi công cừ thép theo Sổ tay chọn máy thi công Xây dựng của thầy Nguyễn Tiến Thu, trang 55 Chọn máy ép cừ mã hiệu VPP-2A, có các thông số sau:

+ Tần số rung: 1500 vòng/phút

+ Tra bảng 1, 2, 3 (trang 54, 55) Sổ tay chọn máy thi công Xây dựng, chọn lực chống cắt của đất khi thi công cừ thép loại nhẹ là t = 12 KG/cm, biên độ dao động A = 0,8cm, α=1 và

+ Với P o  .T, (Po: lực kích động của búa), ta có: α = 1 (dùng cừ thép) i i

+ Môment M tạo ra bởi các trái lệch tâm: 1 o

+ Trọng lượng cần thiết của búa và cọc: Q=Qo+Qtb =2.78 0.408+ =3.118 T( )

(Hệ số β1, β2 tra bảng 1 – sổ tay chọn máy thi công xây dựng)

 Vậy chọn máy thi công cừ mã hiệu VPP-2A, có các thông số như trên thỏa yêu cầu

1 TCVN 5574–2018: Kết cấu bêtông và bêtông cốt thép – Tiêu chuẩn thiết kế

2 TCXD 198–1997: Nhà cao tầng – Thiết kế bê tông cốt thép toàn khối

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

4 TCVN 229–1999: Chỉ dẫn tính thành phần động của tải trọng gió

5 TCVN 9386 – 2012: Thiết kế công trình chịu động đất

6 TCVN 10304-2014: Móng cọc–Tiêu chuẩn thiết kế

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

8 TCVN 7888-2014: Cọc bê tông ly tâm ứng lực trước

9 Ngô Thế Phong, Nguyễn Đình Cống, Kết cấu bê tông cốt thép tập 1, NXB Khoa học Kỹ thuật

10 Ngô Thế Phong, Nguyễn Đình Cống, Kết cấu bê tông cốt thép tập 2, NXB Khoa học

11 Ngô Thế Phong, Nguyễn Đình Cống, Kết cấu bê tông cốt thép tập 3, NXB Khoa học

12 Bộ Xây dựng 2008, Cấu tạo bê tông cốt thép, NXB Xây Dựng

13 Châu Ngọc Ẩn, Cơ học đất, NXB Đại học Quốc gia TP Hồ Chí Minh

14 Châu Ngọc Ẩn, Nền móng, NXB Đại học Quốc gia TP Hồ Chí Minh.