Hơn nữa, đối với ngành xây dựng nói riêng, sự xuất hiện của các nhà cao tầng cũng đã góp phần tích cực vào việc phát triển ngành xây dựng thông qua việc tiếp thu và áp dụng các kỹ thuật
KHÁI QUÁT VỀ KIẾN TRÚC CÔNG TRÌNH
GIỚI THIỆU
Trong những năm gần đây, nước ta là một nước đang từng bước phát triển và ngày càng khẳng định vị thế trong khu vực và cả quốc tế, để đạt được mục tiêu đó, điều đầu tiên cần phải nâng cao chất lượng cuộc sống đi kèm với việc làm cho người dân Mà trong đó nhu cầu về nơi ở là một nhu cầu cấp thiết hàng đầu
Trước thực trạng phát triển nhanh dân số dẫn đến nhu cầu mua đất, xây nhà ngày càng nhiều trong khi đó quỹ đất của Thành phố thì có hạn, chính vì vậy mà giá đất ngày càng leo thang khiến cho nhiều người dân không đủ khả năng mua đất xây dựng Để giải quyết vấn đề cấp thiết này giải pháp xây dựng các chung cư cao tầng và phát triển quy hoạch khu dân cư ra các quận, khu vực ngoại ô trung tâm Thành phố là hợp lý nhất
Bên cạnh đó, cùng với sự đi lên của nền kinh tế của Thành phố và tình hình đầu tư của nước ngoài vào thị trường ngày càng rộng mở, đã mở ra một triển vọng thật nhiều hứa hẹn đối với việc đầu tư xây dựng các cao ốc dùng làm văn phòng làm việc, các khách sạn cao tầng,… với chất lượng cao nhằm đáp ứng nhu cầu sinh hoạt ngày càng cao của mọi người dân
Hơn nữa, đối với ngành xây dựng nói riêng, sự xuất hiện của các nhà cao tầng cũng đã góp phần tích cực vào việc phát triển ngành xây dựng thông qua việc tiếp thu và áp dụng các kỹ thuật hiện đại, công nghệ mới trong tính toán, thi công và xử lý thực tế, các phương pháp thi công hiện đại của nước ngoài…
Chính vì thế, công trình tòa nhà QT LIGHT APARTMENT được thiết kế và xây dựng nhằm góp phần giải quyết các mục tiêu trên.
VỊ TRÍ CÔNG TRÌNH
Địa chỉ : đường Lê Văn Chí -Linh Trung-Thủ Đức- TP Hồ Chí Minh
Với diện tích hơn 15000m 2 , nằm gần quốc lộ 1A, gần khu chế xuất Linh Trung, khu công nghiệp Sóng Thần, công trình ở vị trí thoáng, đẹp tạo điểm nhấn và sự hài hoà, hiện đại cho tổng thể qui hoạch khu dân cư Đồng thời xung quanh đầy đủ các tiện ích phục vụ cho nhu cầu của cuộc sống Công trình nằm gần trục đường giao thông chính nên rất thuận tiện cho việc cung cấp vật tư cũng như giao thông vào ra công trình Đồng thời, sự hoàn thiện hệ thống cấp điện, cấp nước trong khu vực cũng giúp đáp ứng tốt các yêu cầu cho công tác xây dựng Khu đất xây dựng công trình tương đối bằng phẳng, hiện trạng không có công trình, rất thuận lợi cho công việc thi công và bố trí tổng bình đồ.
ĐẶC ĐIỂM KIẾN TRÚC
- Quy mô công trình : 1 tầng hầm + 17 tầng + 1 tầng kỹ thuật và
- Tổng diện tích sàn xây dựng hầm : hơn 3500 m 2
- Diện tích sàn xây dựng căn hộ : hơn 2000 m 2
: Tầng hầm cao 3.8m, tầng 1 cao 6.4m, tầng điển hình (2-16) cao 3.2 m, tầng kỹ thuật 3.2m và tầng mái cao 4.8m
+ Tầng hầm: Bãi gửi xe và các phòng kỹ thuật
+ Tầng 1-2: Tầng căn hộ cho thuê shophouse
+ Tầng 3-17: Khu căn hộ cho thuê.
GIẢI PHÁP KIẾN TRÚC CÔNG TRÌNH
Hình 1.1: Mặt bằng tầng điển hình 5-17
1.4.1 Giải pháp giao thông công trình
Giao thông ngang trong công trình (mỗi tầng) là kết hợp giữa hệ thống các hành lang và sảnh trong công trình thông suốt từ trên xuống
Hệ thống giao thông đứng là thang bộ và thang máy Mặt bằng rộng nên có 2 thang bộ 2 và 3 vế làm nhiệm vụ vừa là lối đi chính vừa để thoát hiểm Thang máy bố trí 2 vị trí một bên có 2 thang và 1 bên có 3 thang máy được đặt ở vị trí trung tâm nhằm đảm bảo khoảng cách gần nhất để giải quyết việc đi lại hằng ngày cho mọi người và khoảng cách an toàn để có thể thoát người nhanh nhất khi xảy ra sự cố 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
Công trình sử dụng điện được cung cấp 2 nguồn: lưới điện Tp HCM và máy phát điện có công suất 150 kVA (kèm theo 1 máy biến áp tất cả được đặt dưới tầng hầm để tránh gây ra tiếng ồn và độ rung ảnh hưởng đến sinh hoạt)
Toàn bộ đường dây điện đi ngầm (được tiến hành lắp đặt động thời với lúc thi công) Hệ thống cấp điện chính được đi trong hộp kỹ thuật luồn trong gen điện và đặt ngầm trong tường và sàn, đảm bảo không đi qua khu vực ẩm ướt và tạo điều kiện dễ dàng khi cần sửa chữa Ở mỗi tầng đều lắp đặt hệ thống điện an toàn: hệ thống ngắt điện tự động từ 1A÷80A được bố trí theo tầng và theo khu vực (đảm bảo an toàn phòng chống cháy nổ)
Mạng điện trong công trình được thiết kế với những tiêu chí như sau:
An toàn : không đi qua khu vực ẩm ướt như khu vệ sinh
Dể dàng sửa chữa khi có hư hỏng cũng như dể kiểm soát và cắt điện khi có sự cố
Mỗi khu vực thuê được cung cấp 1 bảng phân phối điện Đèn thoát hiểm và chiếu sáng trong trường hợp khẩn cấp được lắp đặt theo yêu cầu của cơ quan có thẩm quyền
Công trình sử dụng nguồn nước được lấy từ hệ thống cấp nước Tp.Hồ Chí Minh chữa vào bể chứa ngầm sau đó bơm lên bể nước mái, từ đây sẽ phân xuống các tầng của công trình theo các đường ống nước chính Hệ thống bơm nước cho công trình được thiết kế tự động hoàn toàn để đảm bảo nước trong bể mái luôn đủ để cung cấp cho sinh hoạt và cứu hỏa
Các đường ống qua các tầng luôn được bọc trong các ren nước Hệ thống cấp nước đi ngầm trong các hộp kỹ thuật Các đường ống cứu hỏa chính luôn được bố trí ở mỗi tầng dọc theo khu vực giao thông và trên trần nhà
Nước mưa trên mái sẽ thoát theo các lỗ nước chảy vào các ống thoát nước mưa có đường kính Φ0 mm đi xuống dưới Riêng hệ thống thoát nước thải được bố trí đường ống riêng Nước thải từ các buồng vệ sinh có riêng hệ thống dẫn để đưa nước vào bể xử lý nước thải sau đó mới đưa vào hệ thống nước thải chung
1.4.5 Hệ thống thông gió Ở các tầng có cửa sổ thông thoáng tự nhiên Bên cạnh đó, các công trình còn có các khoảng trống thông tầng nhằm tạo sự thông thoáng thêm cho tòa nhà Hệ thống máy điều hòa được cung cấp cho tất cả các tầng Họng thông gió dọc cầu thang bộ, sảnh thang máy Sử dụng quạt hút để thoát hơi cho tất cả các khu vệ sinh và ống gen được dẫn lên mái
Các tầng đều được chiếu sáng tự nhiên thông qua các cửa kính bố trí bên ngoài và các giếng trời trong công trình Ngoài ra, hệ thống chiếu sáng nhân tạo cũng được bố trí sao cho có thể cung cấp ánh sáng đến những nơi cần thiết
1.4.7 Hệ thống phòng cháy chữa cháy
Hệ thống báo cháy được lắp đặt mỗi khu vực cho thuê Các bình cứu hỏa được trang bị đầy đủ và được bố trí ở hành lang, cầu thang….theo sự hướng dẫn của ban phòng cháy chữa cháy của thành phố Hồ Chí Minh
Bố trí hệ thống cứu hỏa gồm các họng cứu hỏa tại các lối đi, các sảnh…với khoảng cách tối đa theo đúng tiêu chuẩn TCVN 2622-1995
1.4.8 Hệ thống chống sét Được trang bị hệ thống chống sét theo đúng tiêu yêu cầu và tiêu chuẩn về chống sét nhà cao tầng (Thiết kế theo TCVN 46-84)
Rác thải được tập trung ở các tầng thông qua kho thoát rác bố trí ở các tầng, chứa gian rác được bố trí ở tầng hầm và sẽ có bộ phận để đưa rác thải ra ngoài Gian rác được thiết kế kín đáo và xử lý kỹ lưỡng để tránh tình trạng bốc mùi gây ô nhiễm môi trường.
GIẢI PHÁP KẾT CẤU
TIÊU CHUẨN ÁP DỤNG
Việc thiết kế phải tuân theo các quy phạm, tiêu chuẩn thiết kế do nhà nước Việt Nam quy định đối với ngành xây dựng:
Bảng 2.1: Tổng hợp các tiêu chuẩn qui chuẩn áp dụng thiết kế kết cấu
LỰA CHỌN GIẢI PHÁP KẾT CẤU
2.2.1 Giải pháp kết cấu theo phương đứng
Hệ kết cấu chịu lực thẳng đứng giữ vai trò quan trọng đối với kết cấu nhà cao tầng bởi vì:
+ Chịu tải trọng của dầm sàn rồi truyền xuống móng và xuống nền đất
+ Chịu tải trọng ngang của gió và áp lực đất lên công trình
+ Liên kết với dầm sàn tạo thành hệ khung cứng, giữ ổn định tổng thể cho công trình, hạn chế dao động và chuyển vị đỉnh của công trình
Hệ kết cấu chịu lực theo phương đứng bao gồm các loại sau :
+ Hệ kết cấu cơ bản: Kết cấu khung, kết cấu tường chịu lực, kết cấu lõi cứng
+ Hệ kết cấu hỗn hợp: Kết cấu khung-giằng, kết cấu khung-vách, kết cấu ống lõi và kết cấu ống tổ hợp
+ Hệ kết cấu đặc biệt: 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 đều có những ưu điểm, nhược điểm riêng, phù hợp với từng công trình có quy mô và yêu cầu thiết kế khác nhau Do đó, việc lựa chọn giải pháp kết cấu phải được cân nhắc kỹ lưỡng, phù hợp với từng công trình cụ thể, đảm bảo hiệu quả kinh tế - kỹ thuật
Hệ kết cấu khung có ưu điểm là có khả năng tạo ra những không gian lớn, linh hoạt, có sơ đồ làm việc rõ ràng Tuy nhiên, hệ kết cấu này có khả năng chịu tải trọng ngang kém (khi công trình có chiều cao lớn, hay nằm trong vùng có cấp động đất lớn) Hệ kết cấu này được sử dụng tốt cho công trình có chiều cao đến 15 tầng đối với công trình nằm trong vùng tính toán chống động đất cấp 7, 10 -12 tầng cho công trình nằm trong vùng tính toán chống động đất cấp 8, và không nên áp dụng cho công trình nằm trong vùng tính toán chống động đất cấp 9
Hệ kết cấu khung – vách, khung – lõi chiếm ưu thế trong thiết kế nhà cao tầng do khả năng chịu tải trong ngang khá tốt Tuy nhiên, hệ kết cấu này đòi hỏi tiêu tốn vật liệu nhiều hơn và thi công phức tạp hơn đối với công trình sử dụng hệ khung
Hệ kết cấu ống tổ hợp thích hợp cho công trình siêu cao tầng do khả năng làm việc đồng đều của kết cấu và chống chịu tải trọng ngang rất lớn
Tuỳ thuộc vào yêu cầu kiến trúc, quy mô công trình, tính khả thi và khả năng đảm bảo ổn định của công trình mà có lựa chọn phù hợp cho hệ kết cấu chịu lực theo phương đứng
Lựa chọn kết cấu cho công trình QT LIGHT APARTMENT
→ Căn cứ vào quy mô công trình ( 18 tầng nổi + 1 hầm) đồng thời xét thấy mặt bằng kiến trúc dài và hẹp → tải trọng ngang lên công trình lớn Vì vậy chọn hệ kết cấu chịu lực chính của công trình là hệ vách, lõi thang chịu lực để chịu toàn bộ tải trong đứng và tải trọng ngang
2.2.2 Giải pháp kết cấu theo phương ngang
Việc lựa chọn giải pháp kết cấu sàn hợp lý là việc làm rất quan trọng, quyết định tính kinh tế của công trình Theo thống kê thì khối lượng bê tông sàn có thể chiếm 30 – 40 % khối lượng bê tông của công trình và trọng lượng bê tông sàn trở thành một loại tải trọng tĩnh chính Công trình càng cao tải trọng này tích lũy xuống các cột tầng dưới và móng càng lớn, làm tăng chi phí móng, cột, tăng tải trọng ngang do động đất Vì vậy cần ưu tiên giải pháp sàn nhẹ để giảm tải trọng thẳng đứng
Các loại kết cấu sàn được sử dụng rộng rãi hiện nay được trình bày như bên dưới
Hệ sàn sườn: Cấu tạo 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
+ Nhược điểm: 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 Không tiết kiệm không gian sử dụng
Sàn không dầm: 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 Việc thi công phương án này nhanh hơn so với phương án sàn dầm bởi không phải mất công gia công cốp pha, cốt thép dầm, cốt thép được đặt tương đối định hình và đơn giản Việc lắp dựng ván khuôn và cốp pha cũng tương đối đơn giản
+ Nhược điểm: Trong phương án này các cột không được liên kết với nhau để tạo thành khung do đó độ cứng nhỏ hơn so với phương án sàn dầm, vì vậy khả năng chịu lực theo phương ngang của phương án này kém hơn so với phương án sàn dầm, chính vì vậy tải trọng ngang hầu hết do vách chịu và tải trọng đứng do cột và vách chịu Sàn phải có chiều dày lớn để đảm bảo khả năng chịu uốn và chống chọc thủng do đó khối lượng sàn tăng
Lựa chọn giải pháp kết cấu sàn cho công trình:
Căn cứ yêu cầu kiến trúc, mặt bằng, công năng của công trình chọn giải pháp sàn không dầm
2.2.3 Giải pháp kết cấu móng
Thông thường, phần móng nhà cao tầng phải chịu lực nén lớn, vì thế các giải pháp đề xuất cho phần móng gồm:
+ Móng sâu: móng cọc khoan nhồi, móng cọc Barret, móng cọc BTCT đúc sẵn, móng cọc ly tâm ứng suất trước
+ Móng nông: móng băng 1 phương, móng băng 2 phương, móng bè…
Các phương án móng cần phải được cân nhắc lựa chọn tuỳ thuộc tải trọng công trình, điều kiện thi công, chất lượng của từng phương án và điều kiện địa chất thuỷ văn của từng khu vực
→ Do đó, đồ án sinh viên lựa chọn móng sâu với phương án là móng cọc khoan nhồi.
GIẢI PHÁP VẬT LIỆU
Bê tông có cấp độ bền B30 với các thông số tính toán như sau:
+ Cường độ tính toán chịu nén: Rb = 17 MPa
+ Cường độ tính toán chịu kéo: Rbt = 1.15 MPa
+ Mô đun đàn hồi: Eb = 32500 MPa
Thông số vật liệu cốt thép được lấy theo TCVN 5574-2012:
STT Loại thép Đặc điểm sử dụng
1 CB240-T: Rs =Rsc = 210 MPa; Rsw = 175
2 CB400-V: Rs =Rsc = 350 MPa; Rsw = 280
3 CB500-V: Rs =Rsc = 435 MPa; Rsw = 300
PHẦN MỀN ỨNG DỤNG TRONG PHÂN TÍCH TÍNH TOÁN
Phần mềm phân tích kết cấu CSI ETABS V19
Phần mềm phân tích kết cấu CSI SAFE V20
Phần mềm thể hiện bản vẽ AutoCAD 2019
Các phần mềm Microsoft Office 2013.
LỰA CHỌN SƠ BỘ KÍCH THƯỚC TIẾT DIỆN CÁC CẤU KIỆN
2.5.1 Giải pháp kết cấu ngang (sàn, dầm)
❖ Sơ bộ sàn theo công thức sau:
Chiều dày sàn sơ bộ theo công thức sau: s = D 1 h l m
= m bản công xôn l1: Nhịp theo phương ngắn 0.8 1.4
D phụ thuộc vào tải trọng Ghi chú: m chọn lớn hay nhỏ là phụ thuộc vào ô liên tục hay ô bản đơn
Bảng 2.1: Bảng chọn sơ bộ chiều dày sàn
STT Sàn tầng Chiều dày (mm)
2 Sàn nhà vệ sinh, ban công
Cao độ -30mm và đáy bằng so với sàn bên cạnh
❖ Sơ bộ tiết diện khung:
Sơ bộ theo công thức kinh nghiệm (sơ bộ theo 2 điều kiện độ võng và điều kiện độ bền) như sau:
Kích thước tiết diện dầm được xác định sơ bộ thông qua nhịp dầm ( dự theo công thức kinh nghiệm) sao cho đảm bảo thông thuỷ cần thiết trong chiều cao tầng, đủ khả năng chịu lực
❖ Dầm chính ( bao quanh ngoài)
→Tiết diện dầm chính sơ bộ: b h = 250 600 ( mm 2 )
2.5.2 Giải pháp kết cấu đứng
Kết cấu đứng ta chọn hệ vách chịu lực
+ Với vách thang máy ta chọn vách bê tông cốt thép với diều dày d 00mm
+ Với vách còn lại ta chọn vách bê tông cốt thép với diều dày d %0mm
TÍNH TOÁN KHUNG KHÔNG GIAN
MỞ ĐẦU
Công trình QT LIGHT APARTMENT gồm 1 tầng hầm, 1 tầng căn hộ shophouse, 16 tầng điển hình, 1 tầng thượng
Với việc sử dụng hệ kết cấu vách cứng Do đó việc tính toán khung phải là kết cấu khung không gian
Việc tính toán khung không gian là rất phức tạp, do đó việc tính toán nội lực sẽ được tính toán bằng phần mềm ETABS19
Việc tính toán sẽ được thực hiện theo các bước sau đây:
+ Bước 1: Tính toán tải trọng và tổ hợp tải trọng
+ Bước 2: Kiểm tra ổn định khung
+ Bước 3: Tính toán nội lực bằng phần mềm ETABS19
+ Bước 4: Tính toán thép cho khung
Hình 3.1: Mô hình khung không gian trong phần mềm ETABS
TẢI TRỌNG ĐỨNG TÁC DỤNG VÀO HỆ KHUNG
3.2.1.1 Trọng lượng các lớp cấu tạo sàn điển hình căn hộ
Bảng 3.1: Bảng tính trọng lượng cấu tạo lớp sàn
STT Các lớp hoàn thiện sàn
(mm) (kg/m 3 ) (kN/m 2 ) (kN/m 2 ) (kN/m 2 )
1 -Sàn bê tông cốt thép 200 2500 5.00 1.1 5.50 5.00
4 - Trần, hệ thống cơ điện 0.30 1.1 0.33 0.30
Tổng trọng lượng các lớp hoàn thiện 1.22 - 1.51 1.37
3.2.1.2 Trọng lượng các lớp cấu tạo sàn tầng trệt (Shophouse)
Bảng 3.2: Trọng lượng các lớp cấu tạo sàn tầng trệt
STT Các lớp hoàn thiện sàn
(mm) (kg/m 3 ) (kN/m 2 ) (kN/m 2 ) (kN/m 2 )
1 -Sàn bê tông cốt thép 200 2500 5.00 1.1 5.50 5.00
4 - Trần, hệ thống cơ điện 0.75 1.1 0.83 0.75
Tổng trọng lượng các lớp hoàn thiện 1.67 - 2.00 1.82
3.2.1.3 Trọng lượng các lớp cấu tạo sàn tầng hầm
Bảng 3.3: Trọng lượng các lớp cấu tạo sàn tầng hầm
STT Các lớp hoàn thiện sàn
(mm) (kg/m 3 ) (kN/m 2 ) (kN/m 2 ) (kN/m 2 )
Tổng trọng lượng các lớp hoàn thiện 0.05 - 0.05 0.05
3.2.1.4 Trọng lượng các lớp cấu tạo sàn phòng vệ sinh
Bảng 3.4: Trọng lượng các lớp cấu tạo sàn phòng vệ sinh
STT Các lớp hoàn thiện sàn
(mm) (kg/m 3 ) (kN/m 2 ) (kN/m 2 ) (kN/m 2 )
1 -Sàn bê tông cốt thép 170 2500 4.25 1.1 4.68 4.25
5 - Trần, hệ thống cơ điện 0.50 1.1 0.55 0.50
Tổng trọng lượng các lớp hoàn thiện 1.41 - 1.70 1.55
3.2.1.5 Trọng lượng các lớp cấu tạo sàn ban công
Bảng 3.5: Trọng lượng các lớp cấu tạo sàn phòng vệ sinh
STT Các lớp hoàn thiện sàn
(mm) (kg/m 3 ) (kN/m 2 ) (kN/m 2 ) (kN/m 2 )
1 -Sàn bê tông cốt thép 170 2500 4.25 1.1 4.68 4.25
Tổng trọng lượng các lớp hoàn thiện 0.91 - 1.15 1.05
Tải trọng tường xây: p t = n h t b t t ( kN m / 2 )
Tường xây trực tiếp trên sàn được qui về tải phân bố đều lên dầm ảo gán trong Model Etabs, vị trí tường xây trên Model Etabs giống với vị trí tường trong bản vẽ kiến trúc
Bảng 3.6: Trọng lượng tường xây 200 nằm trên sàn tầng điển hình (h=3.2m)
(mm) (kg/m3) (kN/m) (kN/m) (kN/m)
- Tải tường phân bố trên mét dài 10.62 - 12.01 10.91
Bảng 3.7: Trọng lượng tường xây 100 nằm trên sàn tầng điển hình (h=3.2m)
(mm) (kg/m3) (kN/m) (kN/m) (kN/m)
- Tải tường phân bố trên mét dài 6.12 - 7.06 6.41
Bảng 3.8: Tổng hợp tải trọng tường xây trên dầm, sàn tầng điển hình
Chiều dày tường Vị trí tường xây
Giá trị hoạt tải lấy từ TCVN 2737:1995 điều 4.3.1-bảng 3 được lựa chọn theo chức năng sử dụng của các loại phòng
Hệ số tin cậy của tải trong lấy theo điều 4.3.3
Bảng 3.9: Giá trị hoạt tải sử dụng
Phòng ngủ, phòng khách, phòng ăn, phòng bếp, phòng giặt, phòng tắm, sân thượng 1.5 1.3 1.95
Lô gia, nhà kho, kỹ thuật 2 1.2 2.4
Hành lang , cầu thang, ban công 3 1.2 3.6
Tầng mái ( có sử dụng) 4 1.2 4.8
TẢI TRỌNG NGANG TÁC DỤNG VÀO HỆ KHUNG
3.3.1 Thành phần tĩnh của tải trọng gió ( tính toán theo TCVN 2737-1995) Áp lực gió tĩnh được phân bố theo diện tích được tính theo công thức :
W o = 0.83 (kN/ m 2 ) (tính cho Thủ Đức – TP HCM, thuộc khu vực IIA) n =1.2 hệ số tin cậy c :Hệ số khí động ; c = +0,8 : gió đẩy ; c = -0,6 :gió hút
( ) j k Z : hệ số xét đến sự thay đổi áp lực gió theo độ cao (tra bảng 5 -TCVN 2737-1995, theo dạng địa hình A)
B : diện tích đón gió của các khung
Bề rộng đón gió theo phương trục Y: Tầng 1 đến 17 và tầng thượng Lx.3m; Tầng mái
Bề rộng đón gió theo phương trục X: Tầng 1 đến 17 và tầng thượng Ly= 41.55m; Tầng mái
Ly = 8.4m Đối với nhà cao tầng tải trọng gió tĩnh quy đổi thành lực tập trung tác dụng lên từng tầng, gán vào tâm hình học của công trình
L h : Là chiều rộng và chiều cao đón gió của sàn có cao độ Z j
Tải trọng gió tĩnh được quy về thành lực tập trung tại các cao trình sàn, lực tập trung này được đặt tại tâm hình học của mỗi tầng
Bảng 3.10: Tính toán gió tĩnh theo từng tầng
3.3.2 Thành phần động của tải trọng gió
Theo 1.2 TCXD 229-1999, thành phần động của tải trọng gió phải được kể đến khi tính toán công trình nhà nhiều tầng cao hơn 40m Như vậy, với chiều cao công trình là 62.4m (tính từ mặt đất tự nhiên), phải cần kể đến ảnh hưởng của thành phần động tải trọng gió
Theo mục 2.1 TCXD 229-1999 , thành phần động của tải trọng gió được xác định theo các phương tương ứng với phương tính toán thành phần tĩnh của tải trọng gió Trong tiêu chuẩn chỉ kể đến thành phần gió dọc theo phương X và Y, bỏ qua gió ngang và xoắn
Sau khi nhập vào mô hình làm việc với các thông số về tiết diện dầm, cột, bản sàn , vách cứng và hoạt tải, tĩnh tải tường, khai báo số mode là 12
Tùy mức độ nhạy cảm của công trình với tác dụng động lực của tải trọng gió mà thành phần động của tải trọng gió chỉ cần kể đến tác động do thành phần xung của vận tốc gió hoặc cả với lực quán tính của công trình
• Bước 1: Xác định tần số dao động riêng của công trình
Sau khi dựng mô hình dạng không gian 3 chiều của công trình trong phần mềm Etabs, sử dụng phần tử khung (Frame) cho dầm, cột và phần tử tấm vỏ (Shell) cho sàn và vách cứng
Và để nhận được đầy đủ các kết quả phân tích động học, cần gán Diaphragm (miếng cứng tuyệt đối) cho sàn và khai báo đầy đủ Mass Source (khối lượng tham gia dao động)
Công trình với quy mô 18 tầng nên sự ảnh hưởng của các mode càng lớn đến ứng xử của công trình càng ít nên một cách gần đúng ta có thể bỏ qua và chọn 12 mode đầu trong tính toán
Gán Diaphragm trong Etabs 19: Chọn các sàn trong cùng 1 tầng, vào Assign => Shell => Diaphragm Gán diaphragm lần lượt cho tất cả các sàn với tên D1, việc này để đảm bảo giả thiết sàn là tuyệt đối cứng trong mặt phẳng ngang
Hình 3.2: Khai báo sàn tuyệt đối cứng
Khai báo Mass Source: Khối lượng tham gia dao động gồm toàn bộ khối lượng của các kết cấu chịu lực, kết cấu bao che,… và 50% hoạt tải do người, đồ đạc trên sàn (đối với công trình dân dụng)
Hình 3.3: Gán Mass Source gió động
Bảng 3.11: Tỉ lệ khối lượng công trình tham gia dao động
Case Mode Period UX UY RZ Sum
Modal 1 2.652 0.6764 0.0015 0.0473 0.6764 0.0015 0.0473 0.37707 Modal 2 2.123 0.0318 0.3134 0.3332 0.7082 0.3149 0.3805 0.47103 Modal 3 1.921 0.0132 0.3754 0.2897 0.7213 0.6903 0.6702 0.52056 Modal 4 0.833 0.1241 0.0004 0.0055 0.8454 0.6907 0.6757 1.20048 Modal 5 0.628 0.0059 0.0644 0.0671 0.8513 0.7551 0.7428 1.59236 Modal 6 0.519 0.0015 0.0871 0.0713 0.8528 0.8422 0.8141 1.92678 Modal 7 0.454 0.0428 0.0001 0.0009 0.8956 0.8422 0.815 2.20264 Modal 8 0.314 0.0007 0.0223 0.0246 0.8963 0.8645 0.8396 3.18471 Modal 9 0.287 0.0199 7.946E-06 0.0002 0.9163 0.8645 0.8397 3.48432 Modal 10 0.245 0.0003 0.0279 0.0247 0.9165 0.8924 0.8644 4.08163 Modal 11 0.197 0.0111 0.0006 0.0013 0.9276 0.893 0.8658 5.07614 Modal 12 0.189 0.0016 0.0107 0.0124 0.9292 0.9038 0.8781 5.29101
Công trình nằm ở vùng áp lực gió IIA và là hệ khung bê tông cốt thép độ giảm loga: =0.3 Tra bảng 2 ( TCVN 229:1999) Giá trị giới hạn của tần số dao động riêng fL=1.3
Hình 3.4: Giá trị giới hạn của tần số dao động riêng
Hình 3.5: Các dạng dao động riêng cơ bản của công trình
Ta có f 1 =0.377 f 2 =0.471 f 3 =0.52 f 4 =1.200 f L =1.3 Vì vậy cần tính toán thành phần động của gió cho 4 dao động riêng đầu tiên
Theo mục 2.1 TCXD 229-1999: “Tải trọng gió gồm hai phần: thành phần tĩnh và thành phần động Giá trị và phương tính toán của thành phần tĩnh tải trọng gió được xác định theo các điều khoản ghi trong tiêu chuẩn tải trọng và tác động TCVN 2737:1995 Thành phần động của tải trọng gió được xác định theo các phương tương ứng với phương tính toán thành phần tĩnh của tải trọng gió.”
Ta thấy mode 2 dao động xoắn nên không tính đến mode này
Như vậy ta cần tính thành phần động của tải gió theo phương Y dựa vào mode 3 và thành phần động của tải gió theo phương X dựa vào mode 1 và mode 4
STT Phương tính toán gió động Mode tính toán
Hình 3.6: Dao động theo Mode 1 của công trình
Hình 3.7: Dao động theo Mode 3 của công trình
Hình 3.8: Dao động theo Mode 4 của công trình
• Bước 2: Tính toán thành phần động của tải gió
Giá trị tiêu chuẩn thành phần động của tải trọng gió tác dụng lên phần thứ j với dạng dao động thứ i được xác định theo công thức:
+ M j - khối lượng tập trung của phần công trình thứ j, (kN)
+ i - hệ số động lực ứng với dạng dao động thứ i, không thứ nguyên
+ y ji - dịch chuyển ngang tỉ đối của trọng tâm phần công trình thứ j ứng với dạng dao động riêng thứ i, không thứ nguyên
+ i - hệ số được xác định bằng cách chia công trình thành n phần, trong phạm vi phần tải trọng gió có thể coi như không đổi
Hệ số i được xác định bằng công thức : i = 1
+ M j – khối lượng tập trung của phần công trình thứ j
+ y ji – dịch chuyển ngang tỉ đối của trọng tâm phần công trình thứ j ứng với dao động thứ i
+ W Fj – giá trị tiêu chuẩn của thành phần động của tải gió tác dụng lên phần thứ j của công trình, ứng với các dạng dao động khác nhau khi kể đến ảnh hưởng của xung vận tốc gió, có thứ nguyên là lực, xác định theo công thức:
+ W j – là giá trị tiêu chuẩn thành phần tĩnh của áp lực gió, tác dụng lên phần thứ j của công trình
+ j – là hệ số áp lực động của tải trọng gió, ở độ cao ứng với phần thứ j của công trình không thứ nguyên Các giá trị của j lấy theo TCVN 2737 : 1995 và được cho trong bảng 3 (Trang 8 TCXD 229 : 1999)
+ - hệ số tương quan không gian áp lực động của tải trọng gió ứng với các dạng dao động khác nhau của công trình, không thứ nguyên xác định phụ thuộc vào tham số ;
Xác định hệ số động lực i
Hệ số động lực i xác định phụ thuộc vào thông số i và độ giảm loga của dao động
Thông số i được xác định theo công thức:
- hệ số độ tin cậy của tải gió, lấy bằng 1.37;
W o - giá trị của áp lực gió (N/m 2 ); W00 (N/m 2 ); f i - tần số dao động riêng thứ i (Hz);
Từ i tra đồ thị (Hình 2 trang 10 – TCXD 229 : 1999) ta được i.
Công trình bê tông cốt thép: =0.3 Địa điểm xây dựng: TP Hồ Chí Minh Địa hình B Vùng gió IIA
Giá trị áp lực gió W o 83 kN/m 2 Bảng 4 (TCVN 2737:1995)
Hệ số độ tin cậy tải trọng gió 1.37
Giá trị giới hạn của tần số f L 1.3 Hz Bảng 9 (TCVN 2737:1995) Tham số xác định hệ số 62.4 m Bảng 11(TCVN 2737:1995)
Bảng 3.12: Hệ số động lực
Bảng 3.13: Kết quả tinh toán thành phần gió động theo phương X ( Mode 1)
STT Tầng M j (T) j 1y 1y W Fj (kN) y ji y ji W Fj y ji 2 M j
Bảng 3.14: Kết quả tinh toán thành phần gió động theo phương X ( Mode 4)
STT Tầng M j (T) j 1y 1y W Fj (kN) y ji y ji W Fj y ji 2 M j
Bảng 3.15: Kết quả tính toán thành phần gió động theo phương Y ( Mode 3)
STT Tầng M j (T) j 1y 1y W Fj (kN) y ji y ji W Fj y ji 2 M j
TẢI TRỌNG ĐỘNG ĐẤT
Theo TCVN 9386 – 2012 ta có các phương pháp phân tích động đất sau:
• Phương pháp phân tích đàn hồi tuyến tính
+ Phương pháp “phân tích phổ phản ứng dao động”
+ Phương pháp “phân tích lực ngang tương đương”
+ Phương pháp tĩnh phi tuyến
+ Phương pháp phi tuyến theo thời gian
Ta có chu kì dao động của công trình T 1 = 2.65 >2 nên ta chọn phương pháp phổ phản ứng để phân tích tải trọng động đất
❖ Bước 1: Xác định loại đất nền
Nền đất loại C (tra theo mục 3.12, bảng 3.1, TCVN 9386 – 2012)
❖ Bước 2: Xác định tỉ số a gR /g
Vị trí công trình tại Thủ Đức, TP Hồ Chí Minh:
Bước 3: Xác định gia tốc nền thiết kế a g
Trong đó: a gR : Đỉnh gia tốc nền tham chiếu
: hệ số tầm quan trọng của công trình, tra Phụ lục E TCVN 9386:2016, =1.25
Gia tốc nền thiết kế: a g =0.7132 1.25 =0.8914m s/ 2
❖ Bước 4: Xác định hệ số ứng xử q
Công trình dạng kết cấu hỗn hợp, cấp dẻo kết cấu trung bình
Xác định q theo mục 5.2.2.2 TCVN 9386-2012:
❖ Bước 5: Xây dựng phổ thiết kế dùng cho phân tích đàn hồi
Xác định dựa theo mục 3.2.2.5 TCVN 9386:2012 phổ thiết kế dùng cho phân tích đàn hồi d d d
Sd(T) - là phổ thiết kế q - là hệ số ứng xử β là hệ số ứng với cận dưới của phổ thiết kế theo phương nằm ngang,β= 0.2
T – là chu kì dao động của hệ tuyến tính một bật tự do ag – là gia tốc nền thiết kế
TB – giới hạn dưới của chu kỳ, ứng với đoạn nằm ngang của phổ phản ứng gia tốc
TC – giới hạn trên của chu kỳ, ứng với đoạn nằm ngang của phổ phản ứng gia tốc
TD – giá trị xác định điểm bắt đầu của thành phần phản ứng dịch chuyển không đổi trong phổ phản ứng
Bảng 3.1: Giá trị tham số mô tả phổ phản ứng đàn hồi
❖ Khai báo phổ gia tốc thiết kế cho kết cấu
Sử dụng ETABS 2019 khai báo phổ phản ứng đàn hồi cho mô hình
Define / functions / presponse spectrum function / TCVN 9386:2012
Hình 3.9: Khai báo phổ gia tốc thiết kế
TỔ HỢP TẢI TRỌNG
3.5.1 Các trường hợp tải trọng (Load Cases)
Bảng 3.16: TH tải trọng và chú thích các TH tải trọng
GTX WIND Gió tĩnh theo phương X
GTY WIND Gió tĩnh theo phương Y
GDX WIND Gió động theo phương X
GDY WIND Gió động theo phương Y
DDX RS Tải trọng động đất theo phương X
DDY RS Tải trọng động đất theo phương Y
Bảng 3.17: Tổ hợp tải trọng tiêu chuẩn
STT Tên tổ hợp Tĩnh tải (TT) Hoạt tải (HT) Gió X (GX) Gió Y (GY)
Bảng 3.18: Tổ hợp tải trọng tính toán
STT Tên tổ hợp Tĩnh tải (TT) Hoạt tải (HT)
Bảng 3.19: Tổ hợp tải trọng đặc biệt
Hoạt tải (HT) Động đất X (DDX) Động đất Y (DDY)
KIỂM TRA ỔN ĐỊNH TỔNG THỂ
3.6.1 Kiểm tra chuyển vị đỉnh
Dựa vào Phụ lục M TCVN 5574-2018
Ta có: chuyển vị ngang cho phép
Chuyển vị ngang tại đỉnh của tòa nhà dựa trên kết quả tính toán từ mô hình:
Tổng chiều cao công trình H = 62.4m
=> Giới hạn chuyển vị đỉnh công trình: [f] = 125mm
Chuyển vị do tải gió theo phương x: fx = 49.447 mm
Chuyển vị do tải gió theo phương y: fy = 55.789 mm
Kết luận: Vậy f Thỏa điều kiện chuyển vị đỉnh
3.6.2 Kiểm tra gia tốc đỉnh
Theo TCXD 198:1997 gia tốc cực đại của chuyển động tại đỉnh công trình dưới tác động của tải gió thỏa điều kiện: y y Y
Trong đó: Gia tốc đỉnh cho phép theo tiêu chuẩn lấy bằng 150 mm/s 2
Tham khảo sách THIẾT KẾ & THI CÔNG NHÀ CAO TẦNG - NXB xây dựng 1996 thì gia tốc công trình tính như sau: y (2f ) 2 Aw
Trong đó: f là tần số dao động
A w là chuyển vị của gió động
➢ Kiểm tra gia tốc đỉnh x w
= = → y y mm s Y mm s Thỏa điều kiện gia tốc đỉnh
3.6.3 Kiểm tra chuyển vị lệch tầng
➢ Chuyển vị lệch tầng do gió
Theo bảng M.4 TCVN 5574-2018 quy định:
Chuyển vị ngang tương đối giữa các tầng do tải trọng gió phải thoả mãn điều kiện sau: s
Trong đó: d: hiệu của chuyển vị ngang tại trần và sàn của tầng đag xét h s : chiều cao tầng
Tổ hợp tải trọng: S-Combobao
Bảng 3.20: Chuyển vị lệch tầng do gió
Check X Check Y h Min Max Min Max
➢ Chuyển vị lệch tầng do động đất
Mục 4.4.3.2, TCVN 9386-2012: Hạn chế chuyển vị ngang tương đối giữa các tầng (chuyển vị lệch tầng)
+ Đối với các nhà có bộ phận phi kết cấu bằng vật liệu giòn được gắn vào kết cấu: d r ν ≤ 0,005.h
+ Đối với các nhà có bộ phận phi kết cấu bằng vật liệu dẻo: d r ν ≤ 0,0075.h
+ Đối với các nhà có bộ phận phi kết cấu được cố định sao cho không ảnh hưởng đến biến dạng kết cấu hoặc các nhà không có bộ phận phi kết cấu: d r ν ≤ 0,010.h
Trong đó: d r : chuyển vị ngang thiết kế tương đối giữa các tầng, được xác định như là hiệu của các chuyển vị ngang trung bình “d s ” tại trần và sàn của các tầng đang xét Theo mục 4.3.4.1 có: d r = d s = q d d c d s : chuyển vị của một điểm của hệ kết cấu gây ra bởi tác động động đất thiết kế q d : hệ số ứng xử chuyển vị, giả thiết bằng “ q ” trừ khi có định khác, q d =3.12 d c : chuyển vị của cùng điểm đó của hệ kết cấu được xác định bằng phân tích tuyến tính dựa trên phổ phản ứng thiết kế ν : hệ số chiết giảm xét đến chu lỳ lặp thấp hơn của tác động động đất liên quan đến yêu cầu hạn chế hư hỏng, phụ thuộc vào các nguy cơ động đất và mức độ quan trọng của công trình (phụ lục E); công trình cấp II, v=0.4 h : chiều cao tầng
Tổ hợp tải trọng: S-BAODD = Envelope(Combo 10, Combo 11)
Hạn chế chuyển vị ngang tương đối giữa các tầng: d
=0.01 v dc dc h q Bảng 3.21: Chuyển vị lệch tầng do động đất
Check X Check Y h Min Max Min Max
Công trình nhà cao tầng kết cấu BTCT cần phải kiểm tra khả năng chống lật dưới tác dụng của tải trọng động đất và tải trọng gió khi có tỉ lệ chiều cao trên chiều rộng lớn hơn 5: H/B > 5 Tổng chiều cao nhà: Hb.4m
Kết luận: Không cần kiểm tra lật
3.6.5 Kiểm tra điều kiện P-Delta (phân tích hiệu ứng bậc 2)
➢ Lý thuyết tính toán Độ nhạy của chuyển vị ngang tương đối giữa các tầng tính theo công thức 4.28 TCVN 9386- 2012:
+ : là hệ số độ nhạy của chuyển vị ngang tương đối giữa các tầng;
+ P tot : là tổng tải trọng trường tại tầng đang xét và các tầng bên trên nó khi thiết kế chịu động đất;
+ V tot : là tổng lực cắt tầng do động đất gây ra;
+ d r : là hiệu của chuyển vị ngang trung bình ở tâm khối lượng tại trần và sàn của tầng đang xét + q=3.45: Hệ số ứng xử
+ d rif : chuyển vị lệch tầng theo kết quả phân tích đàn hồi sử dụng phổ thiết kế
Ghi chú: θ ≤ 0.1: không cần xét đến hiệu ứng P-Δ
0.1 < θ ≤ 0.2: gần đúng nhân các hệ quả tác động với 1/(1-θ)
0.2 < θ ≤ 0.3: phải xét đến hiệu ứng P-Δ θ > 0.3: điều chỉnh lại hệ kết cấu và tính toán kiểm tra lại
Bảng 3.22: Kết quả kiểm tra hiệu ứng P – delta
THIẾT KẾ CẦU THANG
SỐ LIỆU TÍNH TOÁN
4.1.1 Sơ bộ kích thước cấu kiện
Hình 4.1: Mặt bằng, mặt cắt cầu thang bộ
Cầu thang tầng điển hình của công trình là cầu thang 2 vế dạng bản Mỗi vế gồm 9 bậc thang với kích thước: 8 mm; l b = 250 mm
Tầm Góc nghiêng cầu thang: tan 178 0.712 35
Chiều dày bản thang được chọn sơ bộ theo công thức:
→Chọn chiều dày bản thang h b 0mm
Kích thước dầm thang (dầm chiếu nghỉ) được chọn sơ bộ theo công thức:
o dt h L mm → Chọn h dt 00mm
dt dt b h mm → Chọn b dt %0mm
Vậy chọn kích thước dầm chiếu nghỉ b h %0 300 mm
Bảng 4.1: Bảng tổng hợp thông số kích thước cầu thang
Kích thước Giá trị Đơn vị
Chiều cao bậc thang 178 mm
Bề rộng bậc thang 250 mm
Chiều dày bản thang 150 mm Độ dốc 35 Độ
Hai vế thang có sơ đồ tính giống nhau, vì vậy 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 các dầm chiếu nghỉ và dầm chiếu tới
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.
TẢI TRỌNG
Tĩnh tải các lớp cấu tạo được tính theo công thức:
+ Lớp đá hoa cương: td = b + b cos b l h l
+ Lớp vữa lót: td = b + b cos b l h l
+ Lớp gạch bậc thang: 1 cos
Bảng 4.2: Tải trọng các lớp cấu tạo bản nghiêng thang
STT Các lớp sàn γ δ g tc Hệ số vượt tải g tt
Tải trọng tiêu chuẩn với hệ số vượt tải trung bình n = 1.2 1.15 1.2 1.38
Bảng 4.4.1: Tải trọng các lớp cấu tạo bản chiếu nghỉ
STT Các lớp sàn γ δ g tc Hệ số vượt tải g tt
Tải trọng tiêu chuẩn với hệ số vượt tải trung bình n = 1.2 1.15 1.2 1.38
Hoạt tải lấy theo TCVN 2737-1995 cho cầu thang là p tc = 3 kN/m 2 , hệ số vượt tải lấy bằng 1,2 + Bản thang nghiêng: p tc = 3×0.819 = 2.46 (kN/m 2 )
+ Bản chiếu nghỉ: p tc = 3 (kN/m 2 )
4.2.3 Tải trọng và tổ hợp tải trọng
Bảng 4.4.2: Các loại tải trọng cầu thang
Load type Load Self weight mutipler Ý nghĩa
Dead TLBT 1 Trọng lượng bản thân
Super dead S-TT 0 Tải trọng các lớp hoàn thiện tiêu chuẩn
Super dead U-TT 0 Tải trọng các lớp hoàn thiện tính toán
Live S-HT 0 Hoạt tải cầu thang
Bảng 4.4.3: Tổ hợp tải trọng cầu thang
Name Bao gồm các loại tải Ý nghĩa
CB-DEFLECTION 1(S-TLBT) + 1(S-TT) + 1(S-HT) Combo kiểm tra chuyển vị CB-REBAR 1.1(S- TLBT) + 1.2(S-TT) + 1.2(S-HT) Combo tính toán cốt thép
TÍNH TOÁN BẢN THANG
Sử dụng phần mềm ETABS để mô hình và tính toán cầu thang
Hình 4.3: Tĩnh tải tác dụng lên cầu thang
Hình 4.5: Biểu đồ moment cầu thang
4.3.4 Kiểm tra chuyển vị bản thang
Hình 4.6: Chuyển vị của bản thang
Theo bảng M.1 (TCVN 5574-2018), giới hạn độ võng của cầu thang theo phương đứng có nhịp L = 3.2m là [f] = L/150 Độ võng lớn nhất từ phần mềm là f= 1.8 (mm) < [f]!.33 (mm)
→ Bản thang thỏa điều kiện độ võng
4.3.5 Tính toán cốt thép cho bản thang
Bê tông B30: Rb = 17 MPa ; Rbt = 1.15 MPa ; Eb = 32500 MPa
Chọn lớp bê tông bảo vệ a 0 = 20 mm
Hàm lượng cốt thép tính toán và bố trí thoả điều kiện: min
Bảng 4.4.4: Bảng tính toán cốt thép bản nghiêng
Bảng 4.4.5: Bảng tính toán cốt thép bản chiếu nghỉ
TÍNH TOÁN DẦM THANG
Tải trọng đứng của dầm chiếu nghỉ bao gồm trọng lượng bản thân dầm thang, phản lực do bản thang truyền vào, tải trọng tường xây truyền vào
+ Tải trọng do bản thang truyền vào dầm q 1 (bằng phản lực gối tựa của bản thang) là phản lực tại gối của 2 vế thang truyền vào được qui về dạng phân bố đều:
+ Tải trọng bản thân: q 2 =n h b dt dt =1.1 25 0.3 0.25 =2.063( kN m/ )
+ Tải trọng tường xây trên dầm (tường cao 1m):
+ Tải trọng tính toán truyền vào dầm : q tt = +q 1 q 2+q 3 6.56 2.063 3.96+ + B.58( kN m/ )
Hình 4.7: Sơ đồ tính dầm thang
Bảng 4.4.6: Bảng tính toán cốt thép dọc cho dầm chiếu tới
Bê tông B30: Rb = 17 Mpa, Rbt = 1.15 MPa
Thép CB300-T: Rs = 260 Mpa, Rsw = 210 MPa
Chọn cốt thép làm cốt đai là ϕ = 8 và số nhánh n = 2 ; Rsw = 210Mpa, chọn khoảng cách các cốt đai là 150(mm)
Kiểm tra điều kiện ứng suất nén chính:
→ Dầm đảm bảo điều kiện ứng suất nén chính
Khả năng chịu cắt của bê tông và cốt đai:
→ Cốt đai đủ khả năng chịu cắt
Vậy chọn cốt đai 2 nhánh Ф8a150 để bố trí cho cả dầm
Bản vẽ bố trí cốt thép cầu thang được đính kèm theo thuyết minh.
THIẾT KẾ SÀN TẦNG ĐIỂN HÌNH
TỔNG QUAN THIẾT KẾ SÀN TẦNG ĐIỂN HÌNH
Hình 5.1: Mặt bằng ô sàn tầng điển hình
Chọn sàn tầng điển hình tầng 6 để thiết kế
Phần mềm mô hình thiết kế sàn: SAFE v20
Vật liệu sử dụng: Trình bày chi tiết ở chương 2
Tải trọng tác dụng: Trình bày chi tiết ở chương 3
Tiết diện sàn: h s 0mm (sàn điển hình) h s 0mm (sàn vệ sinh)
TÍNH TOÁN SÀN ĐIỂN HÌNH
5.2.1 Mô hình sàn điển hình
Hình 5.2: Mô hình sàn điển hình trên SAFE
Nguyên lý chia dãy strip: Bố trí đều theo 1
4 sàn giáp cột (dãy column strip ) và 1
2 cạnh sàn (dãy middle strip)
Hình 5.3: Dãy Strip theo phương X
Hình 5.4: Dãy Strip theo hương Y
5.2.2 Kiểm tra độ võng bằng phần mềm SAFE
Hình 5.5: Độ võng đàn hồi ( tiêu chuẩn)
5.2.2.2 Độ võng có tính đến co ngót
Chuyển vị của kết cấu được tính toán tự động theo phần mềm với tiêu chuẩn thiết kế Eurocode
Vì vậy cần quy đổi các thông số vật liệu từ hệ TCVN sang Eurocode 02
Công trình xây dựng tại TP HCM có độ ẩm tưởng đối của môi trường ở mức trên 75%, ta có:
- Hệ số từ biến: b cr , =1.738
- Biến dạng tương đối của bê tông: b red 1, =0.0003
Chuyển vị toàn phần của sàn được tính toán như sau: f = −f 1 f 2 + f 3
Trong đó: f 1 : Độ võng do tác dụng ngắn hạn của toàn bộ tải trọng f 2 : Độ võng do tác dụng ngắn hạn của tải trọng dài hạn f 3 : Độ võng do tác dụng dài hạn của tải trọng dài hạn
Hình 5.6: Độ võng sàn (s=-28.956mm)
Theo mục 8.2.2.2.4 TCVN 5574-2018, cấu kiện bê tông cốt thép được tính toán theo sự hình thành vết nứt
Kiểm tra sự hình thành vết nứt tại ô sàn có độ võng lớn nhất
Rb = 17 MPa, Rb,n = 22 MPa, Rbt = 1.15 MPa, Rbt,ser = 1.75 MPa, Eb = 32500 MPa
Cốt thép tính ∅12a200 có As = 566 mm 2 , a = 25 (mm)
5.2.3.2 Kiểm tra điều kiện hình thành vết nứt
= = = red = red red crc bt ser pl red bt ser bt ser bt ser t t red
R : Cường độ bê tông chịu nén dọc trục theo trạng thái giới hạn 2
W pl : Momen kháng uốn đàn dẻo của tiết diện đối với thớ bê tông chịu kéo ngoài cùng
W red : Momen kháng uốn đàn hồi của tiết diện quy đổi theo vùng chịu kéo của tiết diện
I red : Momen quán tính của tiết diện quy đổi của cấu kiện đối với trọng tâm của nó
I I : Momen quán tính lần lượt của tiết diện bê tông, của tiết diện cốt thép chịu kéo α : Hệ số quy đổi cốt thép về bê tông y t : Khoảng cách từ thớ bê tông chịu kéo nhiều nhất đến trọng tâm tiết diện quy đổi của cấu kiện
A red : Diện tích của tiết diện ngang quy đổi của cấu kiện
S : Momen tĩnh của diện tích tiết diện qui đổi của cấu kiện đối với thớ bê tông chịu kéo nhiều hơn
= red red = crc bt ser t red
=> Tiết diện bị nứt, cần tính toán chiều rộng vết nứt
5.2.3.3 Tính toán bề rộng vết nứt
Theo 5574:20148, khi cấu kiện có sự hình thành và mở rộng vết nứt, thì cần tính toán chiều rộng vết nứt và quy định trong bảng 17 như sau: a crc ≤ [a crc,u ] Vết nứt dài hạn: a crc = a crc1
Vết nứt ngắn hạn: a crc = a crc1 + a crc2 - a crc3
Với: a crc1 là bề rộng vết nứt do tác động dài hạn của tải thường xuyên và tải tạm thời dài hạn
( TT + xHT ) a crc2 là bề rộng vết nứt do tác động ngắn hạn của tải thường xuyên và tải tạm thời
( TT + HT ) a crc3 bề rộng vết nứt do tác động ngắn hạn của tải thường xuyên và tải tạm thời dài hạn
( Trong đó HT dài dạn chiếm x hoạt tải toàn phần ( HTTP ), và HTTP bao gồm ngắn hạn và dài hạn )
Từ mô hình trên phần mềm SAFE xuất được momen như sau:
+ Dài hạn a crc1 có M = 11.78 (kNm) < M crc = 15.5 ( kNm) => a crc1 = 0 (mm)
+ Ngắn hạn a crc2 có M = 25.76 (kNm)
+ Ngắn hạn a crc3 có M = 11.78 (kNm) < M crc = 15.5 ( kNm) => a crc3 = 0 (mm)
Chiều rộng vết nứt thẳng góc được xác định theo công thức:
Trong đó : φ 1 , φ 2 , φ 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) σ s : là ứng suất trong cốt thép chịu kéo Tính toán theo công thức sau:
Mi là momen do ngoại lực tác động trên tiết diện đang xét M tương ứng với các trường hợp tải trọng σ s1 là hệ số quy đổi cốt thép về bê tông
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
I I I b y A h y m yc là chiều cao vùng nén xác định theo công thức (195)~(197) trong TCVN 5574:2018 với α s1 = α s2 Với tiết diện hình chữ nhật có kể đến cốt thép chịu kéo và chịu nén yc được xác định theo công thức sau:
Ls là khoảng cách cơ sở giữa các vết nứt kề nhau Xác định theo công thức và các điều kiện sau:
Max ( 10ds:100mm) ≤ Ls ≤ Min ( 40ds ; 400mm)
Abt là diện tích vùng bê tông chịu kéo Abt = bh = 1 × 0.074 = 0.074 (m 2 )
As là diện tích cốt thép chịu kéo ds đường kính danh nghĩa
Bề rộng vết nứt dài hạn: a crc3 = a crc1 = 0 < [ a crc ] = 0.3 (mm)
=> 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 =0.202 < [ a crc ] = 0.4 (mm)
=> Đảm bảo điều kiện bề rộng vết nứt ngắn hạn (Bảng 17 TCVN 5574:2018)
Hình 5.7: Moment dãy strip theo phương X
Hình 5.8: Moment dãy strip theo phương Y
Cốt thép sàn CB400-V => Rs = 350 (MPa)
Tiết diện tính toán bxh = 100x20(cm)
Giả thiết a = 35mm → h = h – a = 200 – 35 5 mm α m = M γ b R b bh 0 2 → ξ = 1-√1-2α m ; A s = ξγ b R bbh 0
R s Kiểm tra hàm lượng cốt thép min max
Kết quả tính toán cốt thép:
Bảng 5.1: Bảng tính thép sàn theo phương X Ô sàn Vị trí M 3 b h s h o α m A s Thép chọn
(kN.m) (mm) (mm) (mm) (mm 2 ) (mm 2 ) Ô sàn
Bảng 5.2: Bảng tính thép sàn theo phương Y Ô sàn Vị trí M 3 b h s h o α m A s Thép chọn
(kN.m) (mm) (mm) (mm) (mm 2 ) (mm 2 ) Ô sàn
THIẾT KẾ DẦM
THIẾT KẾ DẦM TẦNG ĐIỂN HÌNH
6.1.1 Mô hình tính toán dầm
Chọn tầng điển hình là tầng 6 để tính toán hệ dầm
Hình 6.1: Mặt bằng dầm tầng điển hình Etabs
Hình 6.2: Biểu đồ moment dầm tầng điển hình Etabs
6.1.2 Tính toán cốt thép dầm
Bảng 6.1: Bảng quy đổi tên dầm Etabs tương ứng trên bản vẽ
6.1.3 Tính toán chi tiết dầm điển hình
Sinh viên chọn dầm B15 (BX1) để tính toán
Hình 6.0.1: Biểu đồ nội lực dầm B15 (BX1)
Sinh viên tính toán thép với nội lực tại 3 vị trí trên toàn bộ chiều dài dầm: 2 vị trí đầu gối và vị trí nhịp của mỗi thanh dầm
❖ Tính toán cốt thép chịu lực tại vị trí moment âm lớn nhất:
Chiều cao làm việc của dầm: h0 = h – a = 600 – 60 = 540mm Áp dụng công thức tính toán:
➢ Bố trớ 3ỉ20 (As chọn = 942 mm2)
Các vị trí còn lại tính tương tự, bên dưới là bảng kết quả tính toán chi tiết cho các vị trí
Bảng 6.2: Kết quả tính toán dầm B15 (BX1)
Beam M 3 b h As Chọn thép As chọn μ% chọn kN.m mm mm mm² Lớp 1 Lớp 2 mm²
❖ Tính toán hàm lượng cốt thép yêu cầu theo TCVN 5574-2012 và TCVN 9386-2012:
Hàm lượng cốt thép từ yêu cầu chịu uốn, cắt theo TCVN 5574-2012: b min max R
Cốt thép: CB240T, Rs= 210Mpa
Giả thuyết a = 20mm, ta có chiều cao làm việc của tiết diện:
Lực cắt lớn nhất trong dầm Qmax = 110.52 (kN)
Tính toán cấu kiện bê tông cốt thép chịu lực cắt được tiến hành theo điều kiện như sau:
Hình 6.0.2: Sơ đồ nội lực tính toán cốt thép theo tiết diện nghiêng chịu lực cắt
+ Q(kN) - là lực cắt trên tiết diện nghiêng với chiều dài hình chiếu C lên trục dọc cấu kiện, được xác định do tất cả ngoại lực nằm ở 1 phía của tiết diện nghiêng đang xét
+ Q b (kN) - là lực cắt chịu bởi bê tông trong tiết diện nghiêng
+ Q sw (kN) - là lực cắt chịu bởi cốt thép ngang trong tiết diện nghiêng
Kiểm tra khả năng chịu cắt của bê tông trên tiết diện nghiêng:
Lực cắt Qb được xác định theo công thức và phải đảm bảo được điều kiện sau:
+ b 2 =1.5- là hệ số kể đến ảnh hưởng của cốt thép dọc, lực bám dính và đặc điểm trạng thái ứng suất của bê tông nằm trên vết nứt xiên
+ Chiều dài hình chiếu C được lấy trong khoảng: h0 ≤ C ≤ 2h0
Vì Qbt > Qmax = 110.06(kN), nên bê tông đủ khả năng chịu lực cắt
→ Bố trí cốt đai cấu tạo cho dầm
Khả năng chịu cắt của cốt đai:
Khả năng chịu cắt của bê tông và cốt đai:
Nhận xét: Qsw = 170.98 (kN) > 110.52 (kN) nên thỏa điều kiện chịu lực cắt
+ Kiểm tra điều kiện ứng suất nén chính của dầm: w1
Nhận xét: Qmc = 776.32 (kN) > Qmax = 110.52 (kN) nên thỏa điều kiện ứng suất nén chính
6.1.4 Tính toán đoạn neo, nối cốt thép
Chiều dài đoạn neo hoặc nối cốt thép:
s an an an b an an
6.1.5 Kết quả tính toán dầm tầng điển hình
Sinh viên tính toán thép với nội lực tại 3 vị trí trên toàn bộ chiều dài dầm: 2 vị trí đầu gối và vị trí nhịp của mỗi thanh dầm
Kết quả tính toán các dầm khác được trình bày ở Phụ lục
Bản vẽ bố trí thép được đính kèm theo thuyết minh.
THIẾT KẾ VÁCH ĐƠN
Sinh viên sử dụng phương pháp vùng biên chịu moment để tính toán cho vách đơn
Phương pháp này xem ứng suất phân bố tập trung tại 2 vùng biên đầu vách, cốt thép bố trí tại vùng biên được thiết kế để chịu toàn bộ momen Lực dọc trục được giả thiết là phân bố dều trên toàn bộ chiều dài vách
Hình 6.4: Sơ đồ nội lực tác dụng lên vách đơn
Hình 6.0.3: Mặt bằng vách tầng điển hình
❖ Giả thiết chiều dài B của vùng biên chịu Moment:
Xét vách chịu lực dọc trục N và Moment uốn trong mặt phẳng My, Moment này tương đương với
1 cặp ngẫu lực đặt ở hai vùng biên của vách
❖ Xác định lực kéo nén trong vùng biên:
+ A - Diện tích mặt cắt vách
+ Ab - Diện tích mặt cắt vách vùng biên
+ Bl, Br - chiều dài trái, phải của vùng biên
❖ Tính diện tích cốt thép chịu kéo, nén:
Tính thép vùng biên như cột chịu nén đứng tâm
Khả năng chịu lực của cột chịu kéo - nén đúng tâm được xác định theo công thức:
+ Rb, Rs - Cường độ tính toán chịu nén của bêtông và cốt thép
+ Ab, As - Diện tích tiết diện bêtông vùng biên và của cốt thép dọc
+ - hệ số giảm khả năng chịu lực do uốn dọc (hệ số uốn dọc) Xác định theo công thức thực nghiệm, chỉ dùng được khi: 14 < < 104
+ Với l0 - chiều dài tính toán của vách (đối với nhà nhiều tầng: l0 = 0.7H )
+ imin - bán kính quán tính của tiết diện theo phương mảnh → imin = 0.288b
+ Khi 28 - bỏ qua ảnh hưởng của uốn dọc, lấy = 1
Khi N > 0 ( vùng biên chịu nén ): Diện tích cốt thép được tính là
Khi N < 0 (vùng biên chịu kéo), do giả thiết ban đầu: ứng lực kéo do cốt thép chịu nên diện tích cốt thép chịu kéo được tính theo công thức sau: st = l r , s
❖ Kiểm tra hàm lượng cốt thép và cấu tạo:
Nếu không thỏa mãn thì phải tăng kích thước B của vùng biên và tính lại Chiều dài B của vùng biên có giá trị lớn nhất là L/2, nếu vượt quá giá trị này cần tăng bề dày vách
❖ Tính toán cốt thép vùng bụng vách:
Tính toán cốt thép vùng bụng vách xem như tính toán cốt thép đối với cột đúng tâm
Lực tác dụng lên vùng bụng: b = bb w
Cốt thép vùng bụng vách:
Trường hợp bê tông đã đủ khả năng chịu lực thì cốt thép chịu nén trong vùng này được đặt theo cấu tạo
❖ Tính toán cốt thép ngang:
Tại tiết diện bất kỳ của vách, phải gia gia cường thép đai ở hai đầu vách Do ứng suất cục bộ (ứng suất tiếp và ứng suất pháp theo phương nằm trong mặt phẳng) thường phát sinh tại hai đầu của vách (vị trí truyền lực sẽ lớn nhất, sau đó lan tỏa)
Tính toán cốt ngang trong vách được thực hiện tương tự như trong dầm b3 f n b bt o max wl b1 b b o φ (1+ φ + φ )γ R bh Q 0.3φ φ γ R bh
+ b3 = 0.6 - đối với bê tông nặng;
+ f = 0 - hệ số xét đến ảnh hưởng của cánh chịu nén;
= - hệ số xét đến ảnh hưởng lực dọc
Khoảng cách giữa các cốt ngang theo tính toán trên tiết diện nghiêng nguy hiểm nhất:
2 n bt o sw sw tt 2 max
Khoảng cách lớn nhất giữa các cốt ngang tính theo bê tông chịu cắt:
Khoảng cách thiết kế của cốt ngang là: s=min s ,s tt max,sct Đường kớnh cốt thộp ngang chọn ỉ = 10mm, bố trớ đều với khoảng cỏch s = 200mm
6.2.2 Tính toán phần tử điển hình
Pier Story Vị trí Combo P M2 M3
Sinh viên trình bày cách tính vách P01 của tầng hầm với tổ hợp Pmin
Vách P01 có kích thước: tw = 0.3 (m), L = 2.8 (m)
Giả thiết chiều dài vùng biên: Bl,r =0.65 m ( )
Diện tích mặt cắt ngang Ab = twBl,r = 0.195 (m 2 ), A = twL = 0.84 (m 2 ). Độ mảnh: 0 min
Lực kéo nén vùng biên:
Diện tích cốt thép được tính như sau: 3 ( ) 2
Lực tác dụng lên vùng bụng:
Cốt thép vùng bụng vách:
THIẾT KẾ VÁCH LÕI THANG
Sinh viên sử dụng phương pháp phân bố ứng suất đàn hồi để tính toán cho vách lõi thang
Phương pháp này chia vách lõi thành những phần tử nhỏ chịu lực kéo hoặc 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 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
Hình 6.5: Phân chia phần tử
6.3.2 Xác định trọng tâm lõi và trọng tâm phần tử
Trọng tâm lõi được xác định trong AutoCad 2019 bằng cách tạo miền đặc bằng lệnh Region→ dùng lệnh Massprop để xem các thông số trong đó có trọng tâm → đưa trọng tâm lõi về gốc tọa độ
Nội lực được phân phối như sau:
+ M x =M , 2 M y =M 3 - Giá trị moment Pier quay quanh trục X, Y tương ứng với trục 2, 3 trong Etabs (kN.m)
+ x y i , i - Giá trị tọa độ trọng tâm phần tử so với trọng tâm lõi (mm)
+ I I x , y - Moment quán tính đối với trục X, Y của lõi (mm 4 )
+ A - Diện tích tiết diện phần tử i (mm 2 )
+ N - Lực dọc tác dụng lên phần tử thứ I (kN)
+ Qui ước dấu ứng suất: Ứng suất dương (+): nén, ứng suất âm (-): kéo
6.3.4 Tính toán phần tử điển hình
6.3.4.1 Thông số tính toán phần tử số 1
Sinh viên tiến hành lọc lại nội lực với các tổ hợp cơ bản để dễ dàng tính toán như sau:
+ M2min, M3tương ứng, Ptương ứng
+ M2max, M3tương ứng, Ptương ứng
+ M3min, M2tương ứng, Ptương ứng
+ M3max, M2tương ứng, Ptương ứng
Bảng 6.4: Bảng tổng hợp giá trị tính toán phần tử 1
Bảng 6.5: Kết quả phân phối nội lực trên phần tử 1
Tên Combo Vị trí P M2 M3 (Mpa) Pw (N) Đánh giá
U-Comb9 Pmin -29846.05 -343.27 -53305.18 8.843 1591845.83 Nén U-Comb2 M2min -24226.85 -7775.05 -3209.60 13.723 2470184.69 Nén U-Comb4 M2max -19236.64 8756.42 7881.34 13.101 2358218.76 Nén U-Comb5 M3min -27237.41 -270.52 -59500.97 8.005 1440970.82 Nén U-Comb3 M3max -16226.08 -205.34 64172.71 4.731 851669.25 Nén
→ Vậy phần tử 1 chịu nén toàn bộ
Thép dọc được tính toán như sau:
+ Phần tử chịu nén: Bố trí cấu tạo đủ hàm lượng cốt thép và kiểm tra khả năng chịu nén Trong đó:
+ As - Diện tích thép tính toán (mm 2 )
+ Pw - Lực dọc của phần tử (N)
+ Rs - Cường độ tính toán của thép (MPa)
+ Kiểm tra khả năng chịu nén: N 0.85R b A b +R sc A sc
+ Ab, As: Lần lượt là diện tích tiết diện bê tông, cốt thép (mm 2 )
+ Rb, Rsc: Lần lượt là cường độ tính toán của bê tông, cốt thép (MPa)
Phần tử 1 chịu nén → Đặt thép cấu tạo
Kiểm tra khả năng chịu nén: P w ,max 90594( ) N 0.85R b A b +R sc A sc 46 0008 ( ) N
→ Phẩn tử 1 đảm bảo khả năng chịu nén
Ghi chú: Tại các vùng biên của phần tử vách trong lõi để đảm bảo tính an toàn cho kết cấu của lõi, sinh viên bố trí thép với hàm lượng 1% đảm bảo tính kháng chấn của công trình
Bảng 6.6: Bảng tổng hợp thông số tiết diện, tọa độ phần tử vách lõi thang Đặc trưng hình học A I x = I 22 I y = I 33
Bảng 6.7: Kết quả tính toán phần tử 2
Tên Combo (Mpa) P w (N) Đánh giá A s (mm 2 ) Kiểm tra khả năng chịu nén
U-Comb9 8.66425 3379058.65 Nén Cấu tạo OK
U-Comb2 9.66127 3767896.38 Nén Cấu tạo OK
U-Comb4 8.52653 3325348.20 Nén Cấu tạo OK
U-Comb5 7.86406 3066984.05 Nén Cấu tạo OK
U-Comb3 4.62422 1803445.11 Nén Cấu tạo OK
→ Bố trí thép cấu tạo đảm bảo hàm lượng 1%
Bảng 6.8: Kết quả tính toán phần tử 3
Tên Combo (Mpa) Pw (N) Đánh giá As (mm 2 ) Kiểm tra khả năng chịu nén
U-Comb9 8.48492 1527285.24 Nén Cấu tạo OK
U-Comb2 5.59930 1007873.51 Nén Cấu tạo OK
U-Comb4 3.95185 711333.43 Nén Cấu tạo OK
U-Comb5 7.72273 1390091.38 Nén Cấu tạo OK
U-Comb3 4.51694 813049.32 Nén Cấu tạo OK
→ Bố trí thép cấu tạo đảm bảo hàm lượng 1%
Bảng 6.9: Kết quả tính toán phần tử 4
Tên Combo (Mpa) Pw (N) Đánh giá As (mm 2 ) Kiểm tra khả năng chịu nén
U-Comb9 8.48566 2800266.45 Nén Cấu tạo OK
U-Comb2 4.95968 1636695.10 Nén Cấu tạo OK
U-Comb4 3.23383 1067163.89 Nén Cấu tạo OK
U-Comb5 7.73285 2551838.96 Nén Cấu tạo OK
U-Comb3 4.53498 1496543.20 Nén Cấu tạo OK
→ Bố trí thép đảm bảo hàm lượng 1%
Bản vẽ bố trí thép được đính kèm theo thuyết minh
(Kết quả tính toán các vách khác được trình bày trong phụ lục).
THIẾT KẾ MÓNG CHO CÔNG TRÌNH
TỔNG QUAN VỀ NỀN MÓNG
Móng là cấu kiện tiếp nhận toàn bộ tải trọng của công trình, rồi truyền tải đó xuống nền sao cho cả móng và nền đều làm việc không vượt quá trạng thái giới hạn Việc tính toán nền móng phải được tiến hành với tổ hợp nội lực bất lợi nhất trong suốt quá trình sử dụng và thi công Thiết kế cấu kiện bên dưới nhà cao tầng bao gồm: các tính toán liên quan đến nền và móng công trình Việc thiết kế nền móng phải đảm bảo các tiêu chí sau:
+ Áp lực của bất cứ vùng nào của nền đất đều không quá khả năng chịu lực của đất (điều kiện cường độ đất nền)
+ Ứng suất trong kết cấu đều 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 được vượt quá giá trị cho phép
+ Ảnh hưởng của việc xây dựng công trình đến các 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.
ĐIỀU KIỆN ĐỊA CHẤT CÔNG TRÌNH
Khảo sát địa chất công trình gồm những mục tiêu cơ bản sau:
+ Xác định rõ mặt cắt địa chất dựa trên cơ sở đặc điểm địa chất và các tính chất cơ lý của đất đá tại công trình khảo sát
+ Xác định chỉ tiêu cơ lý của lớp đất cấu tạo nên địa kỹ thuật
+ Xác định chiều sâu mực nước ngầm
Trên cơ sở các số liệu khảo sát và thí nghiệp bản báo cáo đưa ra một số nhận xét về điều kiện địa chất công trình và cung cấp những số liệu cần thiết phục vụ cho công tác tính toán nền móng công trình
Theo kết quả khảo sát thì đất nền gồm các lớp khác nhau Do độ dốc các lớp nhỏ, chiều dày khá đồng đều nên một cách gần đúng ta có thể xem đất tại mọi điểm của công trình có chiều dày và cấu tạo như mặt cắt địa chất điển hình
Căn cứ vào kết quả khảo sát hiện trường và kết quả thí nghiệm trong phòng với 1 hố khoan, địa tầng tại công trường có thể chia thành các lớp đất chính sau:
+ Lớp k: Lớp đất san lấp
Bề dày từ 1.1m; nằm từ mặt đất tự nhiên sâu từ +0.000m đến -1.100m
+ Lớp 1: Sét pha màu nâu đỏ - nâu vàng – xám xanh, trạng thái dẻo cứng, dẻo mềm
Bề dày 3.5m; sâu từ -1.100m đến -4.600m
+ Lớp 2: Sét lẫn sỏi Laterit, màu nâu đỏ - xám trắng, trạng thái dẻo cứng
Bề dày 1.9m; sâu từ -4.600m đến -6.500m
+ Lớp 3: Sét pha nặng màu xám trắng - nâu vàng, trạng thái dẻo cứng
Bề dày 2.7m; sâu từ -6.500m đến -9.200m
+ Lớp 4: Cát pha màu nâu hồng - nâu vàng - xám trắng nâu đỏ
Bề dày 29.3m; sâu từ -9.200m đến -38.500m
+ Lớp 6: Sét pha nặng màu nâu vàng - nâu hồng - xám trắng, trạng thái nửa cứng
Bề dày 2m; sâu từ -38.500 dến -40.000m
+ Lớp 7: Sét, màu nâu – nâu vàng – nâu hồng, trạng thái cứng
Bề dày 4.5m; sâu từ -40.000m đến -50.000m
Kết quả thống kê địa chất:
Lớp Độ sâu Chỉ tiêu thống kê
Hệ số rỗng ứng với từng cấp áp lực
Sét pha, màu nâu đỏ - nâu vàng - xám xanh, trạng thái dẻo mềm - dẻo cứng
Sét lẫn sạn sỏi Laterit, màu xám trắng - nâu đỏ, trạng thái dẻo cứng
Sét pha nặng, màu xám trắng - nâu vàng , trạng thái dẻo cứng
Cát pha, màu nâu hông - nâu vàng - xám trắng - nâu đỏ
Sét pha nặng, màu nâu vàng,nâu hồng, xám trắng, trạng thái nửa cứng
Sét , màu nâu vàng,nâu hồng, trạng thái cứng
LỰA CHỌN GIẢI PHÁP MÓNG CHO CÔNG TRÌNH
Quy mô công trình lớn với 1 tầng hầm và 17 tầng nổi, nhịp 8.4m nên có thể xét đến các giải pháp móng như sau:
+ Móng nông: Lớp đất số 1 ngay dưới mặt đáy tầng hầm là đất rất yếu nên chọn phương án móng đơn và móng băng trên nền đất tự nhiên cho công trình có tải trọng lớn là không khả thi
+ Móng sâu: có thể sử dụng phương án móng cọc ép hoặc cọc khoan nhồi
7.3.1 Phương án móng cọc li tâm ứng suất trước
Cọc bê tông ly tâm ứng suất trước đã xuất hiện ở Việt Nam một số năm gần đây và đã được các kỹ sư đưa vào thiết kế nền móng cho công trình Cọc được chế tạo dựa trên công nghệ cáp ứng lực trước căng trước và công nghệ quay ly tâm kết hợp với phụ gia để bêtông có thể đạt cường độ 80 MPa, bảo dưỡng bằng hơi nước nên có thể rút ngắn thời gian bảo dưỡng và đảm bảo cường độ của bê tông
Cọc dạng ống có đường kính phổ biến từ 300 – 800 Chiều dài cọc có thể lên đến 20m
Có thể thi công bằng phương pháp ép hoặc đóng Dùng chung máy ép, hoặc đóng cọc vuông, khi ép chỉ cần thay thế má ép cọc vuông bằng má ép cọc tròn
Cọc bê tông ly tâm ứng suất trước là loại cọc có khá nhiều ưu điểm nên rất thông dụng trong các lĩnh vực như :
+ Công trình cầu đường, cảng biển đối với cọc có đường kính lớn như D1000,D1200 + Công xây dựng dân dụng và công nghiệp đối với các cọc có đường kính nhỏ
+ Ngoài ra, do cọc chịu tải trọng ngang tốt nên thường dùng cho các công trình tường chắn sóng, đất…
Tuy bước đầu ứng dụng còn nhiều sai sót nhưng không thể phủ nhận những ưu điểm nổi bật của cọc bê tông ly tâm ứng suất trước:
+ Cọc tiết kiệm vật liệu hơn những cọc có cùng tiết diện vì áp dụng công nghệ căng cáp ứng suất trước và quay ly tâm
+ Sức chịu tải của cọc lớn hơn cọc bê tông bình thường mặc dù bêtông đã bị nén trước Cùng xuất phát từ mác bê tông 400 được chế tạo bằng ximăng PCB40, nếu cọc bình thường ta sẽ được cường độ phá hoại là 400 kG/cm2 Nhưng với cọc bê tông ly tâm, công nghệ quay ly tâm kết hợp với phụ gia làm mác bêtông tăng lên 800, sau khi kéo cáp làm nén bê tông lại thì cường độ phá hoại của bê tông vẫn còn 500 – 600 kG/cm2 Hơn hẳn so với cọc thường trong khi lại tốn ít vật liệu hơn, đặc biệt lượng thép dùng rất ít ( thép dọc 18ỉ7, thộp đai ỉ4 với cọc D600)
+ Cọc có khả năng chống nứt cao vì bê tông có cường độ cao và được nén trước Đặc biệt khi thi công bằng phương pháp đóng và cọc đã đạt đến độ chối, nếu bêtông không được nén trước thì rất dễ bị nứt vì khả năng chịu kéo của bê tông rất yếu
+ Giá thành của cọc rẻ hơn so với cọc vuông bình thường khoảng 150.000/m Cọc được thi công bằng máy ép ôm nên có giá thành thi công rẻ và đạt hiệu suất cao
+ Trong những trường hợp tiến độ thi công được đặt lên hàng đầu thì cọc bê tông ly tâm càng chứng tỏ được ưu điểm vì cọc được chế tạo theo dây chuyền tại nhà máy, với công nghệ hấp cao áp thì sau khi đổ bê tông và quay ly tâm thì chỉ cần hấp cao áp khoảng 2 – 3 giờ là có thể chuyên chở ra công trường thay vì phải đợi hàng tuần như cọc bê tông thường Mặt khác với mỗi máy ép ôm, mỗi ngày có thể thi công được 10 – 15 tim cọc trong khi máy ép tĩnh thông thường chỉ thi công được 4 – 6 tim cọc
Từ các chỉ tiêu so sánh như chỉ tiêu kết cấu, chi phí vật liệu làm móng, điều kiện thi công cho thấy cọc ép ly tâm ứng suất trước có chỉ tiêu kết cấu, tính kinh tế cao hơn tuy nhiên tính khả thi về điều kiện thi công lại không cao Trong thực tế phải tiến hành nén tĩnh thử nghiệm để kiểm tra, so sánh sức chịu tải cho phương án cọc ép Việc sử dụng đối trọng lớn trong quá trình thi công cọc có khả năng gây phá hủy lớp đất nền, đồng thời cũng gây tác động gây ảnh hưởng đến khu dân cư xung quanh công trình
→Vì vậy trong đồ án sinh viên chọn phương án cọc khoan nhồi là phương án móng cho công trình.
SƠ LƯỢC VỀ CỌC KHOAN NHỒI
Cọc khoan nhồi là loại cọc đươc đúc bê tông tại chỗ vào trong lỗ trống được đò hoặc khoang trong đất, tiết diện ngang thường là tròn Cọc khoan nhồi có thể không có cốt thép chịu lực khi các tải trọng công trình chỉ gây ra ứng suất nén trong thân cọc Trong trường hợp cần cốt thép chịu moment do tải trọng ngang hoạc chịu tải nén cùng với bê tông, thực tế hiện nay cốt thép thương không cắt mà kéo dài suốt chiều dài cọc
7.4.2 Ưu nhược điểm cọc khoan nhồi
+ Khi thi công không gây ảnh hưởng chấn động và môi trường xung quanh
+ Sức chịu tải của cọc rất lớn nếu ta dùng đường kính lớn và độ sâu cọc lớn
+ Lượng thép trong cọc khoan nhồi ít, chủ yếu để chịu tải trọng ngang
+ Có khả năng thi công cọc khi qua các lớp đất cứng nằm xen kẽ
+ Kinh phí thường cao hơn so với phương án móng khác
+ Công nghệ thi công cọc đòi hỏi trình độ kỹ thuật cao
+ Biện pháp kiểm tra chất lượng bê tông cọc thường phức tạp nên gây tốn kém trong quá trình thực thi.
CƠ SỞ TÍNH TOÁN
TCVN 198-1997: Nhà cao tầng – thiết kế bê tông cốt thép toàn khối
TCVN 2737-1995: Tải trọng và tác động – Tiêu chuẩn thiết kế
TCVN 5574-2018: Kết cấu bê tông và bê tông cốt thép – Tiêu chuân thiết kế
TCVN 9362-2012: Thiết kế nền nhà và công trình
TCVN 10304-2014: Móng cọc – Tiêu chuẩn thiết kế
TCXD 195 – 1997: Nhà cao tầng – Thiết kế móng cọc
+ Bê tông B30: Rb = 17(MPa); Rbt = 1.15(MPa); Eb = 32.5x10 3
+ Thép CB240-T: Rs = Rsc = 210(MPa), Es = 200x10 3 (MPa)
+ Thép CB500-V: Rs = Rsc = 435(MPa)
CẤU TẠO ĐÀI CỌC
+ Chọn cọc có kích thước: D = 0.6(m)
+ Khoảng cách giữa 2 tim cọc: 3d = 1.8(m)
+ Chọn sơ bộ chiều cao đài cọc:
• Móng của vách đơn: h dai =1.5m:
→ Cao độ mặt đài = Cao độ sàn tầng hầm: -3.800m
• Móng của vách lõi thang: h dai =2m(có hố pít với chiều sâu 2m):
+ Chọn đầu cọc đập vỡ 0.5(m) và 0.1(m) cọc ngàm vào đài
+ Lớp bê tông bảo vệ: a = 0.1(m)
+ Mũi cọc đặt tại cao độ: -43(m)
+ Chiều dài cọc nằm trong đất: 37.7(m)
+ Bố trớ cốt thộp 16ỉ16 (As = 0.0032(m 2 )) cho tất cả cỏc cọc Hàm lượng cốt thộp của cọc tính được là =1.151%
+ Chu vi tiết diện cọc: u=1.88m
XÁC ĐỊNH SỨC CHỊU TẢI CỦA CỌC
Trong nội dung đồ án tốt nghiệp sinh viên xác định sức chịu tải của cọc qua 4 chỉ tiêu:
+ Sức chịu tải của cọc theo cường độ vật liệu
+ Sức chịu tải của cọc theo chỉ tiêu cơ lí
+ Sức chịu tải của cọc theo cường độ đất nền
+ Sức chịu tải của cọc theo chỉ số SPT
7.7.1 Xác định sức chịu tải của cọc theo cường độ vật liệu
R vl = ( cb ' cb R b A b R sc A sc )
+ cb : là hệ số điều kiện làm việc (Mục 7.1.9 TCVN 10304 - 2014), cb =0.85
+ ' cb : là hệ số kể đến phương pháp thi công cọc, việc khoan và đổ bê tông vào lòng hố khoan dưới nước có dùng ống vách thành (Mục 7.1.9 TCVN 10304 - 2014), ' cb =0.7 + A b : là diện tích tiết diện ngang cọc
+ A sc : là tổng diện tích cốt thép trong cọc
+ R b : là cường độ chịu nén của bê tông
+ R sc : là cường độ chịu nén của cốt thép
+ φ : là hệ số kể đến ảnh hưởng uốn dọc (Mục 7.1.8 TCVN 10304 - 2014)
Với là độ mảnh được xác định: = l 1 d (l 1 là chiều dài tính toán của cọc)
Xác định chiều dài làm việc của cọc, đối với mọi loại cọc, khi tính toán theo cường độ vật liệu, cho phép xem cọc như một thanh ngàm cứng trong đất tại tiết diện nằm cách đáy đài một khoảng l1 xác định theo công thức:
Với: l o là chiều dài đoạn cọc kể từ đáy đài cao tới cao độ san nền Cọc thiết kế là lọai cọc đài thấp nên l o =0
: là hệ số biên dạng, 5
c : là hệ số điều kiện làm việc cọc độc lập, c =3
= +1 b p d : là chiều rộng qui ước của cọc
E b : là module đàn hồi vật liệu làm cọc
I m là moment quán tính tiết diện ngang cọc
Hệ số k được tính trung bình qua các lớp đất (Bảng A.1 TCVN 10304 - 2014) Đất chủ yếu bao quanh thân cọc là cát pha và sét pha dẻo cứng nên chọn k = 12000(kN/m 4 )
Bảng 7.1: Bảng tổng hợp tính toán sức chịu tải cọc theo cường độ vật liệu
Loại cọc: cọc khoan nhồi
Hình dạng cọc: cọc tròn
Kích thước cạnh cọc d 600 (mm)
Mômen quán tính tiết diên ngang cọc I 0.006 (m 4)
Chiều rộng quy ước của cọc b p 1.4 (m)
Hệ số tỷ lệ dựa vào loại đất bao quanh cọc k 12000
Số thanh cốt thộp dọc n 16 ỉ16
Cường độ chịu nén của bê tông cọc R b 17 (Mpa)
Môđun đàn hồi của bê tông cọc Eb 32500 (Mpa)
Nhóm cốt thép dọc CB500-V
Cường độ chịu nén của cốt thép R sc 435 (Mpa)
Hệ số điều kiện làm việc cb 0.85
Hệ số điều kiện thi công ' cb 0.70
Hệ số làm việc cọc độc lập c 3.00
Chiều dài tính toán của cọc l 1 4.1 (m) Độ mảnh của cọc 6.86 (mm)
Diện tích của toàn bộ cốt thép dọc trong cọc Asc 3217 (mm 2)
7.7.2 Tính SCT cọc theo chỉ tiêu cơ lý
Công thức tổng quát: Rc,u1 = c ( cq q A b b + u cf f l i i )( kN ) (6- 1)
+ γc là hệ số điều kiện làm việc của cọc, γc =1
+ γcq =0.9 hệ số điều kiện làm việc của đất ở dưới mũi cọc có kể đến trường hợp đổ bê tông dưới nước
+ γcf là hệ số điều kiện làm việc của đất trên thân cọc, Bảng 5 TCVN 10304-2014
+ u là chu vi tiết diện ngang cọc, u=1.885(m)
+ Ab là diện tích tiết diện ngang mũi cọc, Ab=0.28(m 2 )
+ qb là cường độ sức kháng của đất dưới mũi cọc
+ fi : là cường độ sức kháng trung bình ( ma sát đơn vị ) của lớp đất thứ “i” trên thân cọc Bảng 3 - Cường độ sức kháng trên thân cọc đóng hoặc ép f i - TCVN 10304-2014
+ li : là chiều dài đoạn cọc nằm trong lớp đất thứ “i”
❖ Tính toán sức kháng mũi đơn vị q b cường độ sức kháng của đất dưới mũi cọc (độ sâu -43m, lớp đất dính)
Sức kháng mũi của cọc nằm trong lớp đất dính được lấy theo bảng 7 (Mục 7.2.3.4, TCVN 10304-2014)
Chỉ số độ sệt của lớp đất tại cao trình mũi cọc có IL = 0.04 < 0.1, tra bảng ta lấy
→ Cường độ sức kháng mũi : Q p = cq q b A b =0.9 4000 0.28 1017.36 = ( ) kN
❖ Tính toán sức kháng ma sát đơn vị
Bảng 7.2: Sức kháng ma sát đơn vị thân cọc theo chỉ tiêu cơ lý
STT Lớp đất Độ sâu tính toán l i IL cf f i i f l i i
Diện tích tiết diện ngang phần bê tông cọc A b 279383.0 (mm 2)
Hàm lượng cốt thép trong cọc 1.151 (%)
Kết quả tính :R vl = ( cb ' cb R b A b R sc A sc )B25.35 kN
→ Cường độ sức kháng do ma sát thân cọc: ( )
→Sức chịu tải cọc theo chỉ tiêu cơ lý:
7.7.3 Tính SCT theo cường độ đất nền
Công thức tổng quát: R c ,u = c ( Q p + Q f )= c ( cq q b A b + u f i l i )
+ c =1 - hệ số điều kiện làm việc của cọc trong đất
+ = cq 0.9 - hệ số điều kiện làm việc của đất ở dưới mũi cọc có kể đến trường hợp đổ bê tông dưới nước
+ Ab - Diện tích tiết diện ngang cọc:
+ Cường độ sức kháng của đất dưới mũi cọc tính như sau:
+ fi - cường độ sức kháng trung bình trên thân cọc: Đối với đất dính f i = C u i , (Công thức G5, TCVN 10304-2014)
• Cu,i - Cường độ sức kháng không thoát nước của lớp đất dính i Cu,i = 6.25×Nc,i với
Nc,i là chỉ số SPT trong đất dính
• - Hệ số phụ thuộc vào đặc điểm lớp đất nằm trên lớp dính loại cọc và phương pháp hạ cọc cố kết của đất trong quá trình thi công và phương pháp xác định Cu (tra
trên biểu đồ hình G.1, TCVN 10304-2014) Đối với đất rời f i = k i v zi ' , tan i (Công thức G6, TCVN 10304-2014)
• ki - hệ số áp lực ngang của đất lên cọc, tra bảng G.1
• v zi ' , - ứng suất pháp hiệu quả theo phương đứng trung bình trong lớp đất thứ i có kể đến độ sâu giới hạn ZL
• i - góc ma sát giữa đất và cọc, thông thường đối với cọc bê tông lấy bằng góc ma sát trong i của đất
Mũi cọc nằm trong lớp đất dính nên q b =C u N c '
• Cu - Cường độ sức kháng không thoát nước của lớp đất dính “i” tại cao trình mũi cọc
• N c ' =6 - Đối với cọc khoan nhồi
→ Cường độ sức kháng mũi Q p = cq q b A b =0.9 1875 0.2826 G6.89 (kN)
Việc tính sức kháng trên thân cọc trên đoạn cọc có độ sâu lớn hơn hoặc bằng ZL, cường độ sức kháng trên thân cọc được giới hạn bởi giá trị v zi ' , = v zL ' ,
Theo (mục G.2.2, TCVN 10304-2014), càng xuống sâu, cường độ sức kháng trên thân cọc càng tăng Tuy nhiên chỉ tăng đến độ sâu giới hạn ZL nào đó bằng khoảng 15 lần đến 20 lần đường kính cọc Ta có thể xác định được ZL dựa vào tỉ số ZL/d (Tra bảng G.1, phụ lục G, TCVN 10304-
2014) Trạng thái đất là chặt, suy ra ZL/d = 15 → ZL = 15×0.6 = 9 (m) Vì cọc xuyên qua cả lớp đất dính và nằm trong lớp đất rời, nên ZL chỉ tính từ độ sâu có lớp đất rời
Bảng 7.3: Sức kháng ma sát đơn vị thân cọc theo chỉ tiêu cường độ đất nền
Loại đất N SPT C u l i dn vtb ' k i f i f i l i m kN/m 3 kN/m 2 kN
→ Cường độ sức kháng do ma sát thân cọc:
→ chịu tải cọc theo chỉ tiêu cường độ đất nền:
7.7.4 Tính SCT theo chỉ số SPT
(Công thức của Viện kiến trúc Nhật Bản 1988)
Sức chịu tải cọc theo thí nghiệm SPT, Rc,u của cọc khoan nhồi được xác định theo công thức:
+ c =1 - hệ số điều kiện làm việc của cọc trong đất
+ = cq 0.9 - hệ số điều kiện làm việc của đất ở dưới mũi cọc có kể đến trường hợp đổ bê tông dưới nước
+ NSPT = 42 - Chỉ số SPT trung bình trong khoảng 1d dưới và 4d trên mũi cọc
+ Ab - Diện tích tiết diện ngang cọc:
+ u = 1.885 (m) - Chu vi tiết diện thân cọc
+ Cường độ sức kháng trung bình trên đoạn cọc:
• fL - Hệ số điều chỉnh theo độ mảnh h/d của cọc đóng Đối với cọc khoan nhồi lấy fL 1
• Cu,i = 6.25×NSPT - Cường độ sức kháng cắt không thoát nước của đất dính
• NSPT - Chỉ số SPT trung bình trong khoảng 1d dưới và 4d trên mũi cọc
• p - Xác định theo biểu đồ hình G.2a, TCVN 10304-2014
+ qb là cường độ sức kháng của đất dưới mũi cọc xác định như sau:
• Đối với cọc khoan nhồi, khi mũi cọc nằm trong đất dính qb = 6×Cu = 6×42 = 262.5 (kN/m 2 )
Bảng 7.4: Sức kháng ma sát đơn vị thân cọc theo chỉ tiêu chỉ số SPT
Cao trình Loại đất li (m)
Chỉ số SPT trung bình lớp đất
→Sức chịu tải theo SPT:
7.7.5 Sức chịu tải thiết kế cọc khoan nhồi D600
Bảng 7.5: Bảng tổng hợp SCT cọc D600
Sức chịu tải Kết quả R c,u (kN)
Chỉ tiêu cơ lý đất nền 4316.72
→ Giá trị tiêu chuẩn sức chịu tải cọc: R c k , =Min R c u , 694.34 (kN)
Giá trị sức chịu tải theo vật liệu: Rvl = 4225.35(kN)
Móng lõi thang với chiều cao đài móng 2m, cao độ đáy đài -7.8m có các chỉ tiêu sức chịu tải được thể hiện trong bảng sau:
Bảng 7.6: Bảng tổng hợp SCT cọc D600 của móng lõi thang
Sức chịu tải Kết quả R c,u (kN)
Chỉ tiêu cơ lý đất nền 4269.19
Bảng 7.7: Bảng tổng hợp SCT thiết kế tương ứng với các loại móng
Số lượng cọc trong móng R c,k
Móng có ít nhất 21 cọc 1.15 1.4 2635.71
SƠ BỘ SỐ LƯỢNG CỌC
Số lượng cọc được xác định theo công thức sơ bộ:
+ N tc - Tải trọng tiêu chuẩn truyền xuống móng
+ Rc,d - Giá trị sức chịu tải thiết kế cọc đơn
Bố trí cọc theo các nguyên tắc sau (mục 8.13, TCVN 10304-2014):
+ Khoảng cách giữa 2 tim cọc phải ≥ 3d (d là đường kính cọc)
+ Khoảng cách giữa 2 mép cọc khoan nhồi tối thiểu bằng 1(m)
+ Bố trí cọc sao cho tim cột trùng với trọng tâm nhóm cọc
❖ Áp dụng tính toán sơ bộ số lượng cọc:
Bảng 7.8: Bảng tổng hợp sơ bộ số lượng cọc
STT Tên đài móng Combo Fz Số lượng cọc
MẶT BẰNG ĐÀI MÓNG VÀ CỌC
Hình 7.0.1: Mặt bằng bố trí móng công trình
Hình7.0.2: Mặt bằng mô hình móng bằng phần mềm Safe
XÁC ĐỊNH ĐỘ CỨNG CỌC ĐƠN
Mục 7.4.2, TCVN 10304-2014, độ lún của cọc đơn không mở rông mũi:
+ N = 3694 (kN) - Tải trọng thẳng đứng lớn nhất tác dụng lên cọc
+ G1 - Module trượt trung bình của các lớp đất thuộc phạm vi chiều sâu hạ cọc
+ Hệ số được xác định theo công thức:
Trong đó các hệ số xác định như sau:
• Bê tông B30, module đàn hồi E = 32500 (Mpa)
G l - Độ cứng tương đối của cọc
• EA là độ cứng thân cọc chịu nén
• Kn = 2 – Tiêu chuẩn cho phép được lấy kn = 2
= = 0.6 k n l d - α' - hệ số tương ứng trường hợp nền đồng nhất
= n = G l k G d - hệ số tương ứng cọc tuyệt đối cứng (EA=∞)
• G2 - module trượt trung bình của các lớp đất trong phạm vi 0,5l dưới mũi cọc G2
= 2048 (kN/m 2 ) Độ cứng gối đàn hồi mô hình cọc đơn: , 3694
THIẾT KẾ MÓNG M6
Móng Combo Trường hợp N tt max M tt x M tt y
M6 Comb6 Nmax, M tương ứng [kN] [kNm] [kNm]
7.11.2 Kiểm tra phản lực đầu cọc
Hình 7.0.4: Phản lực đầu cọc móng M6 Nhận xét:
→ Cọc thỏa điều kiện không bị phá hủy
7.11.3 Kiểm tra ổn định nền và độ lún dưới đáy khối móng quy ước
❖ Kiểm tra ổn định khối móng quy ước
Góc ma sát trong trung bình của các lớp đất mà cọc đi qua:
+ i là góc ma sát trong từng lớp đất có chiều dày li mà cọc xuyên qua
+ li là bề dày đoạn cọc trong lớp đất i
Hình 7.0.5: Khối móng qui ước móng M6 Bảng 7.10: Góc ma sát trung bình trong khối móng qui ước
Bảng xác định góc ma sát trung bình khối móng quy ước
Góc ma sát trong II,i
Kích thước khối móng quy ước:
Trọng lượng khối móng quy ước: là trọng lượng khối móng quy ước bao gồm trọng lượng cọc, đài cọc và khối lượng đất trong khối móng quy ước
+ Trọng lượng cọc và đài:
Pcọc + đài móng = [Vcọc + Vđài móng]×betong = (4×37.7×0.283 + 3×4.8×1.5)×25
+ Trọng lượng các lớp đất khối móng quy ước:
Pđất = Bqu×Lqu×Hqu×dn,tb = 9.82×11.62×39.2×10.82= 48513.71 (kN)
Bảng 7.11: Dung trọng đẩy nổi trung bình của khối móng qui ước
Bảng xác định dung trọng đẩy nổi trung bình khối móng quy ước
Lớp đất Chiều dày l i (m) Dung trọng đẩy nổi dn
→ Wqu = Pcọc + đài móng + Pđất = 2130.43+ 48513.71 = 50284.14(kN)
Tải trọng tiêu chuẩn tác dụng lên khối móng quy ước:
M M kNm Áp lực tiêu chuẩn tại đáy khối móng quy ước:
= + + + tc qu y tc x qu qu qu qu
= + − − tc qu y tc x qu qu qu qu
Khả năng chịu tải của nền dưới đáy khối móng quy ước (mục 4.6.9, TCVN 9362-2012):
II tc qu II II II II m m
+ = 22.59, ta có A = 0.64, B 562, D = 6.155 (tra Bảng 14, TCVN 9362-2012)
+ II = 11.5 (kN/m 3 ) - Dung trọng lớp đất phía dưới đáy móng khối quy ước
- Dung trọng lớp đất phía trên đáy móng khối quy ước
+ c = 42.5 (kN/m 2 ) - Lực dính của lớp đất phía dưới đáy móng khối quy ước
+ Chiều sâu đến nền tầng hầm là h0 = h - htd = 43 – 38.39= 4.61(m)
• Chiều sâu tính đổi kể từ nền tầng hầm bên trong nhà có tầng hầm:
• h1 = 37.7(m) và h2 = 0.3 (m) tương ứng là chiều dày lớp đất phía trên đáy móng quy ước và chiều dày sàn tầng hầm
• kc %(kN m/ 3 ) - Giá trị tính toán trung bình của trọng lượng thể tích sàn tầng hầm
→R II Bảng 7.12: Tổng hợp áp lực tiêu chuẩn và khả năng chịu tải nền max
1.2 R II 2487.97 (kN) Điều kiện max min
II tc tc tb II
P R thỏa, nên nền đất dưới khối móng quy ước thỏa điều kiện về ổn định
❖ Kiểm tra lún khối móng quy ước:
Chia lớp đất dưới đáy khối móng quy ước thành nhiều lớp có chiều dày hi = 1 (m) Tính ứng suất gây lún cho đến khi nào thỏa điều kiện i bt 5 i gl (vị trí ngừng tính lún)
+ k0i tra bảng C.1, TCVN 9362 - 2012, phụ thuộc vào tỉ số qu qu
Ta thấy 0 bt D0.75( kN m/ 2 )50 gl q.36 5 56.82( kN m/ 2 )→thỏa điều kiện dừng tính lún nên ko cần tính lún cho móng M6
Hình 7.0.6: Vùng chống xuyên của đài móng M6
Theo mục 6.2.5.4, TCVN 5574-2012, với kết cấu dạng bản chịu tác dụng của lực phân bố đều lên một diện tích hạn chế cần được tính toán chống nén thủng theo điều kiện:
+ Fxt - Lực xuyên thủng, bằng tổng phản lực các cọc nằm ngoài tháp chống xuyên
+ = 1 - Hệ số lấy đối với bê tông nặng
+ Rbt = 1.15 (Mpa) - Cường độ chịu kéo của bê tông
+ u m = 2 ( h c + + b c 2 c ): là giá trị trung bình chu vi đáy trên và đáy dưới tháp nén thủng hình thành khi bị nén
+ thủng, trong phạm vi chiều cao làm việc của tiết diện
+ hc, bc - Lần lượt là chiều cao và bề rộng cột
+ h0 = Hd - a = 1.5 - 0.1 = 1.4 (m) - Chiều cao tính toán của móng
+ c - Hình chiếu của đường nối giữa cột và hàng cọc đang xét trên mặt phẳng nằm ngang
→ Cọc thỏa điều kiện xuyên thủng
Giả thiết agt = 100 (mm), h0 = h – a = 1500 – 100 = 1400 (mm) Áp dụng công thức tính toán: b o m 2 m s b o s ξ×R ×b×h α = M , ξ=1- 1-2×α , A =
Hàm lượng cốt thép: hàm lượng bố trí phải thỏa điều kiện sau: b min max R
Moment theo phương layer A Moment theo phương layer B
Hình 7.0.7: Moment đài móng M6 Bảng 7.13: Bảng tính thép đài móng M6
Width Strip A s /1m Thép chọn A s chọn μ
❖ Bố trí cốt thép cho đài móng M6: ( bản vẽ được đính kèm theo thuyết minh).
THIẾT KẾ MÓNG M10
Móng Combo Trường hợp N tt max M tt x M tt y
M6 Comb1 Nmax, M tương ứng [kN] [kNm] [kNm]
7.12.2 Kiểm tra phản lực đầu cọc
Hình 7.0.9: Phản lực đầu cọc móng M10 Nhận xét:
→ Cọc thỏa điều kiện không bị phá hủy
7.12.3 Kiểm tra ổn định nền và độ lún dưới đáy khối móng quy ước
❖ Kiểm tra ổn định khối móng quy ước
Góc ma sát trong trung bình của các lớp đất mà cọc đi qua:
+ i là góc ma sát trong từng lớp đất có chiều dày li mà cọc xuyên qua
+ li là bề dày đoạn cọc trong lớp đất i
Bảng 7.15: Góc ma sát trung bình trong khối móng qui ước
Bảng xác định góc ma sát trung bình khối móng quy ước
Góc ma sát trong II,i
Kích thước khối móng quy ước:
Trọng lượng khối móng quy ước: là trọng lượng khối móng quy ước bao gồm trọng lượng cọc, đài cọc và khối lượng đất trong khối móng quy ước
+ Trọng lượng cọc và đài:
Pcọc + đài móng = [Vcọc + Vđài móng]×betong = (4×37.7×0.283 + 3×8.4×1.5)×25
+ Trọng lượng các lớp đất khối móng quy ước:
Pđất = Bqu×Lqu×Hqu×dn,tb = 9.82×15.22×39.2×10.82= 63073.53(kN)
Bảng 7.16: Dung trọng đẩy nổi trung bình của khối móng qui ước
Bảng xác định dung trọng đẩy nổi trung bình khối móng quy ước
Dung trọng đẩy nổi dn
→ Wqu = Pcọc + đài móng + Pđất = 3595.72+ 63073.53 = 66669.25(kN)
Tải trọng tiêu chuẩn tác dụng lên khối móng quy ước:
M M kNm Áp lực tiêu chuẩn tại đáy khối móng quy ước:
= + + + tc qu y tc x qu qu qu qu
= + − − tc qu y tc x qu qu qu qu
Khả năng chịu tải của nền dưới đáy khối móng quy ước (mục 4.6.9, TCVN 9362-2012):
II tc qu II II II II m m
+ = 22.59, ta có A = 0.64, B 562, D = 6.155 (tra Bảng 14, TCVN 9362-2012)
+ II = 11.5 (kN/m 3 ) - Dung trọng lớp đất phía dưới đáy móng khối quy ước
- Dung trọng lớp đất phía trên đáy móng khối quy ước
+ c = 42.5 (kN/m 2 ) - Lực dính của lớp đất phía dưới đáy móng khối quy ước
+ Chiều sâu đến nền tầng hầm là h0 = h - htd = 43 – 38.39= 4.61(m)
• Chiều sâu tính đổi kể từ nền tầng hầm bên trong nhà có tầng hầm:
• h1 = 37.7(m) và h2 = 0.3 (m) tương ứng là chiều dày lớp đất phía trên đáy móng quy ước và chiều dày sàn tầng hầm
• kc %(kN m/ 3 ) - Giá trị tính toán trung bình của trọng lượng thể tích sàn tầng hầm
→R II Bảng 7.17: Tổng hợp áp lực tiêu chuẩn và khả năng chịu tải nền Áp lực Giá trị max
1.2 R II 2487.97 (kN) Điều kiện max min
II tc tc tb II
P R thỏa, nên nền đất dưới khối móng quy ước thỏa điều kiện về ổn định
❖ Kiểm tra lún khối móng quy ước:
Chia lớp đất dưới đáy khối móng quy ước thành nhiều lớp có chiều dày hi = 1 (m) Tính ứng suất gây lún cho đến khi nào thỏa điều kiện i bt 5 i gl (vị trí ngừng tính lún)
+ k0i tra bảng C.1, TCVN 9362 - 2012, phụ thuộc vào tỉ số qu qu
Theo mục C.1.6, TCVN 9362 - 2012, độ lún tính theo phương pháp cộng tác dụng: n gl i i=0 i
+ = 0.8 - Hệ số không thứ nguyên
+ hi - Chiều dày lớp đất thứ i
+ Ei - Mô đun biến dạng của lớp đất thứ i
Bảng 7.18: Bảng tính lún móng M10
[m] [m] [kN/m 3 ] [kN/m 2 ] [kN/m 2 ] [kN/m 2 ] [cm]
Hình 7.0.10: Biểu đồ tính lún móng M10
Theo mục 6.2.5.4, TCVN 5574-2012, với kết cấu dạng bản chịu tác dụng của lực phân bố đều lên một diện tích hạn chế cần được tính toán chống nén thủng theo điều kiện:
+ Fxt - Lực xuyên thủng, bằng tổng phản lực các cọc nằm ngoài tháp chống xuyên
+ = 1 - Hệ số lấy đối với bê tông nặng
+ Rbt = 1.2 (Mpa) - Cường độ chịu kéo của bê tông
+ u m = 2 ( h c + + b c 2 c ): là giá trị trung bình chu vi đáy trên và đáy dưới tháp nén thủng hình thành khi bị nén
+ thủng,trong phạm vi chiều cao làm việc của tiết diện
+ hc, bc - Lần lượt là chiều cao và bề rộng cột
+ h0 = Hd - a = 1.5 - 0.1 = 1.4 (m) - Chiều cao tính toán của móng
+ c - Hình chiếu của đường nối giữa cột và hàng cọc đang xét trên mặt phẳng nằm ngang
→ Cọc thỏa điều kiện xuyên thủng
Giả thiết agt = 100 (mm), h0 = h – a = 1500 – 100 = 1400 (mm) Áp dụng công thức tính toán: b o m 2 m s b o s ξ×R ×b×h α = M , ξ=1- 1-2×α , A =
Hàm lượng cốt thép: hàm lượng bố trí phải thỏa điều kiện sau: b min max R
Moment theo phương layer A Moment theo phương layer B
Hình 7.0.11: Moment đài móng M4 Bảng 7.19: Bảng tính thép đài móng M10
Width Strip A s /1m Thép chọn A s chọn μ
❖ Bố trí cốt thép cho đài móng M10: ( bản vẽ được đính kèm theo thuyết minh).
THIẾT KẾ MÓNG LÕI THANG
Hình 7.0.12: Mặt bằng móng MLT
Bảng 7.20: Nội lực móng MLT
Móng Combo Trường hợp N tt max M tt x M tt y
M6 Comb6 Nmax, M tương ứng [kN] [kNm] [kNm]
7.13.2 Kiểm tra phản lực đầu cọc
Hình 7.0.13: Phản lực đầu cọc móng M6 Nhận xét:
→ Cọc thỏa điều kiện không bị phá hủy
7.13.3 Kiểm tra ổn định nền và độ lún dưới đáy khối móng quy ước
❖ Kiểm tra ổn định khối móng quy ước
Góc ma sát trong trung bình của các lớp đất mà cọc đi qua:
+ i là góc ma sát trong từng lớp đất có chiều dày li mà cọc xuyên qua
+ li là bề dày đoạn cọc trong lớp đất i
Bảng 7.21: Góc ma sát trung bình trong khối móng qui ước
Bảng xác định góc ma sát trung bình khối móng quy ước
Lớp đất Chiều dày l i (m) Góc ma sát trong II,i
Kích thước khối móng quy ước:
Trọng lượng khối móng quy ước: là trọng lượng khối móng quy ước bao gồm trọng lượng cọc, đài cọc và khối lượng đất trong khối móng quy ước
+ Trọng lượng cọc và đài:
Pcọc + đài móng = [Vcọc + Vđài móng]×betong = (15×37.2×0.283 + 4.8×8.4×2)×25
+ Trọng lượng các lớp đất khối móng quy ước:
Pđất = Bqu×Lqu×Hqu×dn,tb = 11.57×15.17×39×10.82= 74035.16 (kN)
Bảng 7.22: Dung trọng đẩy nổi trung bình của khối móng qui ước
Bảng xác định dung trọng đẩy nổi trung bình khối móng quy ước
Lớp đất Chiều dày l i (m) Dung trọng đẩy nổi dn
→ Wqu = Pcọc + đài móng + Pđất = 5939.06 + 74035.16 = 79974.23 (kN)
Tải trọng tiêu chuẩn tác dụng lên khối móng quy ước:
M M kNm Áp lực tiêu chuẩn tại đáy khối móng quy ước:
= + + + tc qu y tc x qu qu qu qu
= + − − tc qu y tc x qu qu qu qu
Khả năng chịu tải của nền dưới đáy khối móng quy ước (mục 4.6.9, TCVN 9362-2012):
II tc qu II II II II m m
+ = 23.12, ta có A = 0.65, B =3.592, D = 6.185 (tra Bảng 14, TCVN 9362-2012)
+ II = 11.5 (kN/m 3 ) - Dung trọng lớp đất phía dưới đáy móng khối quy ước
- Dung trọng lớp đất phía trên đáy móng khối quy ước
+ c = 42.5 (kN/m 2 ) - Lực dính của lớp đất phía dưới đáy móng khối quy ước
+ Chiều sâu đến nền tầng hầm là h0 = h - htd = 43 – 38.89= 5.11(m)
• Chiều sâu tính đổi kể từ nền tầng hầm bên trong nhà có tầng hầm:
• h1 = 37.2(m) và h2 = 0.3 (m) tương ứng là chiều dày lớp đất phía trên đáy móng quy ước và chiều dày sàn tầng hầm
• kc %(kN m/ 3 ) - Giá trị tính toán trung bình của trọng lượng thể tích sàn tầng hầm
→R II Bảng 7.23: Tổng hợp áp lực tiêu chuẩn và khả năng chịu tải nền Đại lượng Giá trị max
1.2 R II 2520.19 (kN) Điều kiện max min
II tc tc tb II
P R thỏa, nên nền đất dưới khối móng quy ước thỏa điều kiện về ổn định
❖ Kiểm tra lún khối móng quy ước:
Chia lớp đất dưới đáy khối móng quy ước thành nhiều lớp có chiều dày hi = 1 (m) Tính ứng suất gây lún cho đến khi nào thỏa điều kiện i bt 5 i gl (vị trí ngừng tính lún)
+ k0i tra bảng C.1, TCVN 9362 - 2012, phụ thuộc vào tỉ số qu qu
Theo mục C.1.6, TCVN 9362 - 2012, độ lún tính theo phương pháp cộng tác dụng: n gl i i=0 i
+ = 0.8 - Hệ số không thứ nguyên
+ hi - Chiều dày lớp đất thứ i
+ Ei - Mô đun biến dạng của lớp đất thứ i
Bảng 7.24: Bảng tính lún móng MLT
[m] [m] [kN/m 3 ] [kN/m 2 ] [kN/m 2 ] [kN/m 2 ] [cm]
Hình 7.0.14: Biểu đồ tính lún móng MLT
Với móng tại vị trí lõi thang, phải chịu tác dụng của lực phân bố phức tạp, cần được tính toán chống nén thủng theo điều kiện trong TCVN 5574-2018: Điều kiện chống xuyên thủng: x y
Hình 7.0.15: Diện tích vùng chống xuyên móng MLT
Hình 7.0.16: Tọa độ tâm vùng chống xuyên
F : là tổng phản lực của các cọc nằm ngoài vùng xuyên thủng
F 14465 kNMx, My: lần lượt là Moment đối với 2 trục của vùng xuyên thủng
Trong đó: ex =0; ey =0.1 m( ): là độ lệch tâm theo 2 phương x, y của nội lực tính toán với trọng tâm vùng xuyên thủng
Chiều dài cọc nằm trong đài a0 mm
Chiều cao làm việc ho 00 mm
Chu vi tháp nén thủng ∑um = 28160 mm
Lực xuyên thủng F 14465.06 kN= ( )( tổng phản lực của 8 cọc nằm ngoài tháp xuyên thủng)
Bảng 7.0.15: Tính toán moment quán tính cho các cạnh theo phương X
Cạnh Trọng tâm cạnh Trọng tâm lực Lx Ix Iy x3 y3 x2 y2 (mm) (mm 4 ) (mm 4 )
Bảng 7.0.26: Tính toán moment quán tính cho các cạnh theo phương Y
Cạnh Trọng tâm cạnh Trọng tâm vùng xuyên thủng Ly Ix Iy x3 y3 x2 y2 (mm) (mm 4 ) (mm 4 )
Moment quán tính tất cả các cạnh theo phương X: IX=2.54x 10 11 mm 4
Moment quán tính tất cả các cạnh theo phương Y: IY=6.08x 10 10 mm 4
Khoảng cách từ đường bao đến trọng tâm theo phương X: xmax#00 mm
Khoảng cách từ đường bao đến trọng tâm theo phương Y: ymax= 4200 mm
Khả năng chống xuyên thủng của bê tông:
= = bt b o bu x m u bt b y o bu y m b bt
Kiểm tra khả năng chống xuyên thủng của bê tông: x y
→Móng lõi thang không bị xuyên thủng
7.13.5 Tính thép đài móng MLT
Giả thiết agt = 50 (mm), h0 = h – a = 2000 – 50 = 1950 (mm) Áp dụng công thức tính toán: b o m 2 m s b o s ξ×R ×b×h α = M , ξ=1- 1-2×α , A =
Hàm lượng cốt thép: hàm lượng bố trí phải thỏa điều kiện sau: b min max R
Moment theo phương layer A Moment theo phương layer B
Hình 7.0.17: Moment đài móng M4 Bảng 7.25: Bảng tính thép đài móng MLT
Width Strip A s /1m Thép chọn A s chọn μ
❖ Bố trí cốt thép cho đài móng: ( bản vẽ được đính kèm theo thuyết minh).
BIỆN PHÁP THI CÔNG COPPHA
BIỆN PHÁP THI CÔNG COPPHA VÁCH HẦM
8.1.1 Thông số kĩ thuật coppha
Hình 8.0.1: Thông số kĩ thuật ván thành
Ván gỗ có các thông số sau:
+ Ứng suất cho phép: 000 kN / m( 2 )
+ Mô đun đàn hồi: E = 5.5 10 6 ( kN / m 2 )
Hình 8.0.2: Thép hộp tính toán coppha
Xà gồ thép hộp có các thông số kỹ thuật sau:
+ Ứng suất cho phép: !0000 kN / m( 2 )
+ Mô đun đàn hồi: E = 2.1 10 8 ( kN / m 2 )
Bảng 8.0.1: Catalog về ty ren
Bảng 8.0.2: Cường độ thép ty ren
Chọn 1 loại ty ren để áp dụng tính toán thiết kế cho cốt pha vách là ty M12 có:
= = Theo TCVN 4453-1995 các trị số của tải trọng được lấy như sau:
Bảng 8.0.3: Các trị số của tải trọng
Loại tải trọng Giá trị tải trọng
Khối lượng bê tông nặng 250
Khối lượng của bản thân ván coppha 500
Tải trọng của người và dụng cụ thi công 130
Tải trọng do đầm rung 200
Tải trọng tác dụng lên coppha vách:
+ Tải trọng tiêu chuẩn: q tc = +H q d
Trong đó: H - là áp lực ngang của bê tông, tra bảng A1 TCVN 4453-1995
q d =q d1 +q d 2 q d1 - tải trọng do đổ bê tông gây nên q d 2 - Tải trọng do đầm rung + Tải trọng tính toán: q tt = +n H n d q d
Trong đó n và nd là hệ số vượt tải
Hình 8.0.3: Hệ số vươt tải theo bảng A3 – TCVN 4453 -1995
Hình 8.0.4: Cấu tạo coppha vách điển hình
8.1.2.2.Tính toán kiểm tra ván khuôn thành vách
Chọn Ván ép phủ phim PlyCore EXTRA của TEKCOM có: d= 21(mm), E=5.5 10 (T / m ), 5 2 00(T / m ) 2
Moment kháng uốn của tiết diện ván: W = bd 6 2 = 1 0.021 6 2 = 7.35 10 − 5 ( ) m 3
Bảng 8.0.4 : Tải trọng tác dụng lên ván khuôn vách
STT Loại tải trọng n q tc (kN/m 2 ) q tt (kN/m 2 )
1 Áp lực ngang của bê tông 1.3 2500x0.7.5 22.75
2 Chấn động khi đổ bê tông (đổ bê tông bằng ống từ xe bơm) 1.3 4 5.2
Xem các sườn đứng là các gối tựa Cắt dải tính toán có bề rộng b=1m , xem ván làm việc như một dầm liên tục
Chọn khoảng cách giữa các sườn đứng là 0.35 m
Hình 8.0.5: Sơ đồ tính và biểu đồ moment tính ván khuôn
Moment lớn nhất tại giữa nhịp:
❖ Kiểm tra độ võng của ván thành:
EI Độ võng cho phép: (Theo TCVN 4453-1995)
→ Ván thành thỏa điều kiện độ võng
❖ Kiểm tra độ bền: s = M max [ s ]
→ Ván thành thỏa điều kiện bền
8.1.2.3.Tính toán kiểm tra sườn đứng
Ta xem gông là các gối tựa và sườn đứng làm việc như dầm đơn giản Chịu tải trọng từ ván khuôn vách truyền vào
Lực phân bố trên 1 mét dài sườn đứng:
Tiết diện sườn đứng ván đáy là thép hộp tiết diện: 50x50x1.8 (mm)
Chọn khoảng cách giữa các sườn ngang là 0.7 m
Hình 8.0.6: Sơ đồ tính và biểu đồ moment sườn đứng
EI Độ võng cho phép:
= l = = max f mm f mm →Thỏa điều kiện độ võng
8.1.2.4.Tính toán kiểm tra sườn ngang
Chọn 2 thanh thép hộp 50x50x1.8 (mm) ghép với nhau làm sườn ngang coppha vách
Lực phân bố trên 1 mét dài thanh sườn ngang :
Chọn khoảng cách giữa các ty gông D12 là 0.7m
Ta xem ty D12 là các gối tựa và sườn ngang làm việc như dầm đơn giản
Hình 8.0.7: Sơ đồ tính sườn ngang vách
EI Độ võng cho phép:
= l = = max f mm f mm →Thỏa điều kiện độ võng
8.1.2.5.Tính toán kiểm tra ty giằng
Chọn ty giằng đường kính D12 Với = 22( kN cm / 2 )
Lực tác dụng lên ty giằng từ phần diện tích mà ty giằng đó chống đỡ
❖ Điều kiện bền: max = 22( kN cm / 2 )
max = 11.34( kN cm / 2 ) = 22( kN cm / 2 )
→ Ty giằng d12 đảm bảo điều kiện độ bền.