Cao ốc Văn phòng Đông Dương (Phần thuyết minh)

TỔNG QUAN VỀ KIẾN TRÚC CÔNG TRÌNH

GIỚI THIỆU

Trong thời gian hơn 20 năm phát triển sau đổi mới từ 1986 đến nay, nước ta đã đạt không ít những thành tựu đáng kể được cộng đồng quốc tế ghi nhận và đánh giá rất cao, thành tựu về phát triển kinh tế, xã hội, có nền chính trị ổn định… Nhưng có lẽ thành tựu về phát triển kinh tế là một kết quả rất khả quan, tốc độ phát triển kinh tế luôn đạt rất cao, chỉ sau Trung Quốc ở khu vực Châu Á

Với sự phát triển mạnh mẽ của nền kinh tế, sự tăng trưởng FDI, việc gia nhập WTO… lại càng khiến Việt Nam trở thành địa điểm thu hút vốn đầu tư của các công ty đa quốc gia Cùng với đó là sự lớn mạnh của các công ty nội địa Việt Nam mở rộng thêm quy mô vốn và lĩnh vực hoạt động làm cho nền kinh tế luôn sôi động và phát triển

Những yếu tố ảnh hưởng đến nhu cầu có thể kể đến việc các nhà bán lẻ quốc tế mới tìm vào thị trường Việt Nam Việt Nam với dân số đông và thu nhập cá nhân của người lao động Việt Nam không ngừng tăng lên đặc biệt là khu vực đô thị hứa hẹn sẽ là một thị trường giàu tiềm năng trong tương lai gần Ngoài ra còn có sự mở rộng và phát triển hệ thống cửa hàng theo xu hướng ngày càng tăng đang hình thành nên một loạt cửa hàng kinh doanh sản phẩm của một thương hiệu duy nhất

Xu hướng hiện nay là đầu tư các cao ốc dùng cho một mục đích nhất định Các cao ốc của chính nhà đầu tư là các ngân hàng trong và ngoài nước, các công ty dịch vụ công cộng, đài truyền hình thành phố, của Petro Việt Nam và của các công ty bảo hiểm là một ví dụ Như vậy có thể thấy rằng ngày càng có nhiều các nhà đầu tư trong nước tham gia vào lĩnh vực cao ốc văn phòng, trong khi trước đây chủ yếu là các nhà đầu tư nước ngoài Đó là các dự án Bitexco (với dự án Financial Tower cao 68 tầng), Vietcombank Tower (Bến Thành Tourist và Ngân hàng Ngoại thương phối hợp) và Vitek Building (Công ty điện tử Vitek)…

Cũng trong xu thế đó, CAO ỐC VĂN PHÒNG ĐÔNG DƯƠNG được xây dựng tại địa điểm 25Bis Nguyễn Thị Minh Khai – Quận 1 – TPHCM Mục tiêu xây dựng hoàn chỉnh cao ốc văn phòng tại 25 Bis Nguyễn Thị Minh Khai để tạo ra một khối văn phòng đầy đủ tiện nghi phục vụ nhu cầu cần thiết hiện nay của xã hội theo xu hướng văn minh hiện đại và tiết kiệm tối đa diện tích làm việc, chống sử dụng lãng phí Đồng thời làm đẹp bộ mặt đô thị nói chung và trung tâm thành phố nói riêng, phù hợp với yêu cầu quy hoạch chỉnh trang khu trung tâm thành phố

Tọa lạc ngay một trong những khu đất vàng của trung tâm Thành Phố, khối văn phòng có mặt tiền hướng Tây Bắc nằm trên đường Nguyễn Thị Minh Khai, hướng Tây Nam giáp Lãnh Sự Quán Mỹ, Đông Nam giáp Lãnh Sự Quán Pháp và hướng Bắc giáp khu căn hộ cao

20 cấp Sumuset, với kiến trúc mang phong thái hiện đại, bền vững tạo ra sản phẩm đáp ứng yêu cầu của một văn phòng tiện ích, hiện đại.

ĐẶC ĐIỂM CÔNG TRÌNH

a) Tên công trình: CAO ỐC VĂN PHÒNG ĐÔNG DƯƠNG b) Chủ đầu tư: Công ty Quản Lý Kinh Doanh Nhà Thành Phố c) Địa điểm xây dựng: 25Bis Nguyễn Thị Minh Khai - Quận 1 - TPHCM d) Diện tích sử dụng đất và các chỉ tiêu kinh tế kỹ thuật:

- Diện tích khu đất toàn khu (sau khi trừ lộ giới) : 5.338 m 2

- Diện tích đất xây dựng : 2.098 m 2

- Diện tích chiếm đất khối công vụ : 1.293 m 2

- Diện tích chiếm đất khối văn phòng : 805 m 2

- Diện tích cây xanh, sân bãi, đường đi bộ : 1298 m 2

- Tổng diện tích sàn xây dựng : 13.352 m 2

- Diện tích làm văn phòng : 11.591 m 2

- Tầng cao công trình : 20 tầng

- Tầng hầm để xe : 2 tầng hầm

- Hệ số sử dụng đất : 2.9 lần

Như vậy công trình đảm bảo theo điều 5.3 trong Tiêu chuẩn thiết kế nhà nhiều tầng đảm bảo:

- Mật độ xây dựng 39.3% không vượt quá 40%

- Hệ số sử dụng đất 2.9 lần không vượt quá 5 lần

Tuy nhiên do công trình đang xây dựng nên có thể những khu vực đất trống có thể sẽ xây dựng nhiều công trình phụ đi kèm sau này có thể sẽ làm tăng mật độ xây dựng có thể vượt quá 40% như trong tiêu chuẩn Vì khu vực xây dựng này nằm một trong những khu đất vàng của thành phố nên việc đáp ứng mật độ xây dựng trong tiêu chuẩn sẽ gây lãng phí nhiều cho chủ đầu tư

Theo tiêu chuẩn xây dựng nhà nhiều tầng điều 5.7 công trình tòa nhà văn phòng trên thỏa mãn khoản lùi tòa nhà so với ranh giới vỉa hè của đường Nguyễn Thị Minh Khai là 13.84 m thỏa mãn yêu cầu khoản lùi tối thiểu trong tiêu chuẩn là 6m e) Mục tiêu đầu tư:

Mục tiêu xây dựng hoàn chỉnh cao ốc văn phòng tại 25 Bis - Nguyễn Thị Minh Khai là để tạo ra một khối văn phòng đầy đủ tiện nghi phục vụ nhu cầu cần thiết hiện nay của xã hội theo xu hướng văn minh hiện đại và tiết kiệm tối đa diện tích làm việc, chống sử dụng

21 lãng phí, đồng thời làm đẹp bộ mặt đô thị nói chung và trung tâm Thành phố nói riêng, phù hợp với yêu cầu quy hoạch chỉnh trang khu trung tâm Thành phố f) Tổng mức đầu tư : g) Tiến độ thực hiện :

Hoàn thành - bàn giao công trình : h) Nguồn vốn đầu tư : vốn tự có, huy động và vay ngân hàng trong nước

GIẢI PHÁP KIẾN TRÚC

CÁC TIÊU CHUẨN THIẾT KẾ KIẾN TRÚC

- Tiêu chuẩn xây dựng của Việt Nam - tập 4

- TCVN 3905 - 1984 nhà ở và nhà công cộng, thông số hình học

- TCVN 4319 - 1986 nhà ở và công trình công cộng Nguyên tắc cơ bản để thiết kế

- Quy mô đầu tư của dự án thuộc công trình cấp I

- Quy chuẩn xây dựng Việt Nam (tập 1, 2, 3 xuất bản 1997 - BXD)

QUY HOẠCH XÂY DỰNG ĐÔ THỊ

Căn cứ vào quyết định phê duyệt dự án số 10584/ QLKDN-KHĐT ngày 14-11-2007 của Ủy Ban Nhân Dân Thành Phố, căn cứ vào giấy phép xây dựng số 212 ngày 9-11-2007 của sở Xây Dựng TPHCM chấp nhận cho phép xây dựng công trình, có địa bàn thuận lợi để phát triển, gần các đia điểm quan trọng và thuộc trung tâm thành phố phù hợp với nhu cầu hiện tại và có điều kiện phát triển tốt sau này.

MẶT BẰNG TỔNG THỂ CÔNG TRÌNH

Tọa lạc ngay một trong những khu đất vàng của trung tâm Thành Phố, khối văn phòng có mặt tiền hướng Tây Bắc nằm trên đường Nguyễn Thị Minh Khai, hướng Tây Nam giáp Lãnh Sự Quán Mỹ, Đông Nam giáp Lãnh Sự Quán Pháp và hướng Bắc giáp khu căn hộ cao cấp Sumuset, với kiến trúc mang phong thái hiện đại, bền vững tạo ra sản phẩm đáp ứng yêu cầu của một văn phòng tiện ích, hiện đại

Hình 2.1: Mặt bằng tổng thể công trình

Hình 2.2: Mặt bằng kiến trúc tầng điển hình

Tòa nhà có mặt bằng hình chữ nhật đơn giản, không gian bố trí tương đối chặt chẽ liên hệ các không gian chức năng, tận dụng triệt để diện tích mặt bằng

Không bố trí sát với đường giao thông hạn chế tiếng ồn từ giao thông và thiết bị, có đường phụ, các chỉ giới xây dựng và khoảng lùi được đảm bảo

Các văn phòng được bố trí ở biên ngoài đảm bảo thông thoáng, chiếu sáng tự nhiên, tạo các điểm nhìn tốt ra cảnh quan xung quanh

Tổ chức giao thông chủ yếu ở phần lõi, thiếu sự thông thoáng và ánh sáng tự nhiên

Các không gian phụ như vệ sinh, hộp kỹ thuật được bố trí tại các góc khuất tuy nhiên khu về sinh chung không độc lập đối với mỗi văn phòng, gây bất tiện và thiếu sự thông thoáng

Hình 2.3: Mặt đứng chính công trình

Mặt đứng được tổ chức theo hình khối chữ nhật phát triển theo chiều cao, nhưng không đơn điệu, có điểm nhấn, kiến trúc đẹp

Vật liệu bao che chủ yếu sử dụng kính và sử dụng đá ốp Granit tao nên sự sang trọng cho công trình, lấy được sáng tự nhiên Do việc tận dụng triệt để diện tích xây dựng nên công trình có nhược điểm là công trình không có lôgia, không có hệ thống che nắng cho công trình

Tầng trệt và lầu 1 có sảnh lớn tạo không gian mở kết hợp với cây xanh giúp thông gió xuyên nhà, góp phần thay đổi vi khí hậu cho khu vực

Chiều cao công trình là 67,1m

Mặt đứng công trình hài hòa với cảnh quan xung quanh.

GIAO THÔNG NỘI BỘ

Hệ thống giao thông nội bộ trong tòa nhà là sử dụng hệ thống thang bộ và thang máy được đặt trong hệ lõi và vách của công trình

Sảnh thang máy được kết hợp làm giao thông theo phương ngang, tận dụng diện tích và liên hệ tốt các không gian chức năng

Giao thông theo phương đứng bao gồm hệ thống thang bộ và thang máy Cầu thang bộ là dạng cầu thang kín dùng để thoát hiểm khi có sự cố, đặt ở khu lõi của nhà, không có chiếu sáng tự nhiên, tiết kiệm diện tích giao thông Hệ thống thang máy bao gồm 4 thang máy từ tầng hầm tới tầng thượng của tòa nhà

GIẢI PHÁP KẾT CẤU

HỆ THỐNG THÔNG GIÓ VÀ CHIẾU SÁNG

3.1.1 Tiêu chuẩn thiết kế thông gió

- TCVN 5687 - 1992: Thông gió, điều tiết không khí, sưởi ấm Tiêu chuẩn thiết kế

- TCXDVN 323 - 2004: Nhà cao tầng Tiêu chuẩn thiết kế

3.1.2 Hệ thống chiếu sáng , thông gió và hệ thống điều hòa nhiệt độ

Hệ thống thông gió được lắp đặt trong mỗi tầng nhằm tăng cường khả năng đối lưu không khí ở những khu vực kín gió

Hệ thống thông gió được quan tâm khi điều kiện vi khí hậu và tiêu chuẩn vệ sinh trong nhà bếp và toilet không thể được đảm bảo bằng phương tiện thông gió tự nhiên

Hệ thống thông gió trong nội bộ công trình chủ yếu sử dụng quạt ly tâm Quạt ly tâm đạt được 90% yêu cầu tốc độ và lực đẩy so với tiêu chuẩn thiết kế

Tầng hầm được thông gió bằng quạt hút, dẫn gió thải ra ngoài Không khí trong lành tràn vào tầng hầm thông qua các cửa và đường xe lên suống nhờ sự chênh lệch áp suất bên trong và bên ngoài tầng hầm tạo ra bởi quạt hút

Các văn phòng làm việc được chiếu sáng tự nhiên thông qua các cửa kính bố trí bên ngoài, các phòng ở có các cửa sổ mở ra ngoài nên gió vào dễ dàng

Công trình còn được chiếu sáng bằng hệ thống đèn ở các văn phòng, sảnh chờ, cầu thang sao cho có thể phủ hết được các nơi cần chiếu sáng Ngoài ra còn có hệ thống đèn trang trí bên trong và bên ngoài công trình

Hệ thống điều hòa không khí đảm bảo yêu cầu sử dụng và thiết kế theo các tiêu chuẩn hiện hành

Tại các khu vực hành lang, cầu thang sảnh tầng bố trí chiếu sáng sự cố và chiếu sáng phân tán người

Hệ thống điều hòa nhiệt độ gồm: hệ thống cung cấp lạnh sử dụng hệ thống máy lạnh VRV kết hợp hài hòa giữa điều hòa cục bộ và trung tâm dễ điều khiển hoạt động độc lập từng khu vực dễ theo dõi và sửa chữa khi có sự cố.

HỆ THỐNG ĐIỆN, CHỐNG SÉT VÀ HỆ THỐNG THÔNG TIN LIÊN LẠC

3.2.1 Tiêu chuẩn thiết kế điện, chống sét và hệ thống thông tin liên lạc

Quy chuẩn xây dựng Việt Nam tập 1 : Ban hành theo quyết định số 439/BXD-CSXD ngày 25/9/1997 của Bộ xây dựng

Quy chuẩn xây dựng Việt Nam tập 2 : Ban hành theo quyết định số 439/BXD-CSXD ngày 25/9/1997 của Bộ xây dựng

TCVN 185 - 1986 : Hệ thống tài liệu thiết kế, ký hiệu bằng hình vẽ trên sơ đồ điện, thiết bị điện và day dẫn trên mặt bằng

TCXD 25 - 1991 : Đặt đường dây dẫn trong nhà ở và công trình công cộng – tiêu chuẩn thiết kế

TCXD 27 - 1991 : Đặt thiết bị điện trong nhà ở và công trình công cộng – tiêu chuẩn thiết kế

TCVN 95 - 1983 : Tiêu chuẩn thiết kế chiếu sáng nhân tạo bên ngoài công trình xây dựng dân dụng

TCXD 16 - 1986 : Chiếu sáng nhân tạo trong công trình dân dụng

TCXD 29 - 1991 : Chiếu sáng tự nhiên trong công trình dân dụng - tiêu chuẩn thiết kế TCXD 46 - 1984 : Chống sét cho các công trình xây dựng Tiêu chuẩn thiết kế

3.2.2 Hệ thống cấp điện, chống sét và thông tin liên lạc

Công trình sử dụng mạng lưới điện của thành phố và hệ thống máy phát điện dự phòng chiếu sáng phòng làm việc bằng hệ thống đèn huỳnh quang

Phòng máy biến áp, phòng máy biến thế và phòng bảng điện được đặt ở tầng hầm 1 của tòa nhà, dễ sử dụng và sửa chữa, cung cấp đủ công suất cho nhu cầu sử dụng của toàn bộ tòa nhà

Tủ phân phối điện, bảng điện cung cấp chiếu sáng cho nhà cao tầng được bố trí ở phòng kĩ thuật đặt ở các tầng để tiện cho việc quản lý, sử dụng, sửa chữa và đảm bảo mỹ quan

Hệ thống dây điện đi trong tòa nhà thông qua hệ thống ống gen trong các gen kĩ thuật Việc cung cấp điện từ tủ, bảng điện tầng đến bảng điện của các văn phòng đi bằng các tuyến dây được chôn ngầm trong tường đảm bảo an toàn và phòng chống cháy nổ

Hệ thống chống sét trực tiếp và cắt sét

Hệ thống thông tin liên lạc, hệ thống âm thanh và hệ thống camera hoạt động 24/24h

Hệ thống thông tin liên lạc, phát thanh, truyền hình được thiết kế một cách đồng bộ và tuân theo tiêu chuẩn hiện hành Tủ phân cáp được đặt tại phòng kĩ thuật, các ổ cắm điện thoại được đặt ngầm trong tường

HỆ THỐNG CẤP THOÁT NƯỚC

3.3.1 Tiêu chuẩn thiết kế cấp thoát nước

- TCVN 4513 - 1988 : Cấp nước bên trong tiêu chuẩn thiết kế

- TCXD 33 - 1985 : Cấp nước mạng lưới bên ngoài và công trình Tiêu chuẩn thiết kế

- TCVN 4474 - 1987 : Thoát nước bên trong Tiêu chuẩn thiết kế

- TCXD 51 -1984 : Thoát nước mạng lưới bên ngoài và công trình Tiêu chuẩn thiết kế

- Quy chuẩn xây dựng Việt Nam và các quy chuẩn quy phạm hiện hành

3.3.2 Hệ thống cấp thoát nước

Nước từ hệ thống cấp nước chính của thành phố được dẫn vào bể chứa đặt ngầm tại khu trước của khu đất Sau đó được bơm lên bể chứa trên máithông qua các hệ thống ống dẫn đặt trong các ống gen, việc điều khiển quá trình bơm hoàn toàn tự động nhờ vào hệ thống van, phao và máy bơm tự động Nước từ bể chứa trên mái theo hệ thống đường ống cung cấp đến các nơi trong nhà

Nước mưa trên mái thông qua hệ thống sê nô thu nước được dẫn vào một hệ thống đường ống ra hệ thống mương thoát nước xung quanh nhà, rồi xả trực tiếp ra hệ thống thoát nước chung của thành phố Đối với nước thải sinh hoạt được dẫn theo một hệ thống đường ống riêng, rồi tập trung về bể xử lý nước thải, bể tự hoại, nước thải sau khi được xử lý sẽ được xả vào hệ thống thoát nước thải chung của thành phố

Có hệ thống nước mưa và hệ thống nước thải riêng trong công trình Hệ thống nước thải sử dụng ống có đường kính 114.

HỆ THỐNG PHÒNG CHÁY CHỐNG CHÁY

3.4.1 Tiêu chuẩn thiết kế phòng cháy chữa cháy

- TCVN 5760 - 1993 : Hệ thống chữa cháy - Yêu cầu chung về thiết kế – Lắp đặt & sử dụng

- TCVN 2622 - 1995 : Phòng cháy chữa cháy cho nhà và công trình

- TCVN 3254 - 1989 : An toàn cháy – Yêu cầu chung

- TCVN 5738 - 2000 : Hệ thống báo cháy tự động

- TCVN 5739 - 1993 : Thiết bị chữa cháy – Đầu nối

- TCVN 6160 - 1996 : Phòng cháy chữa cháy - Nhà cao tầng - Yêu cầu thiết kế

- TCVN 4513 - 1998 : Cấp nước bên trong – Yêu cầu thiết kế

- TCVN 5740 - 1993 : Thiết bị chữa cháy – vòi chữa cháy tổng hợp tráng cao su

- TCVN 7336 - 2003 : Phòng cháy chữa cháy – hệ thống Sprinkler tự động – Yêu cầu thiết kế và lắp đặt

3.4.2 Hệ thống phòng cháy chữa cháy

Hệ thống phòng cháy chữa cháy gồm: trụ cấp nước chữa cháy bean ngoài nhà, hệ thống chữa cháy tự động Sprinkler, hệ thống chữa cháy vòi cuộn, bình CO2 , hệ thống báo khói và báo cháy tự động

Thiết bị phát hiện báo cháy được bố trí ở mỗi tầng và mỗi phòng Ở nơi công cộng và mỗi tầng có gắn đồng hồ và đèn báo cháy được nối trực tiếp với hệ thống quản lý để kịp thời khống chế hoả hoạn cho công trình

Nước được dự trư tại 2 bể nước trên mái và bể ngầm dưới tầng tầng hầm, sử dụng máy bơm lưu động

Trang bị các bộ súng cứu hoả (ống và gai 20 dài 25m, lăng phun 13) đặt tại phòng trực, có 1 hoặc 2 vòi cứu hỏa ở mỗi tầng tuỳ thuộc vào khoảng không ở mỗi tầng và ống nối được cài từ tầng một đến vòi chữa cháy và các bảng thông báo cháy

Các vòi phun nước tự động được đặt ở tất cả các tầng theo khoảng cách 3m một cái và được nối với các hệ thống chữa cháy và các thiết bị khác bao gồm bình chữa cháy khô ở tất cả các tầng Đèn báo cháy ở các cửa thoát hiểm, đèn báo khẩn cấp ở tất cả các tầng

Sử dụng một số lớn các bình cứu hoả hoá chất đặt tại các nơi quan trọng và dễ thấy (cửa ra vào kho, chân cầu thang mỗi tầng).

KHÍ HẬU – GIÓ

Khu vực TPHCM hay chính xác hơn là khu vực quận 1 vị trí của công trình nằm trong khu vực phân vùng áp lực gió II.A

Khu vực TPHCM chủ yếu chỉ có 2 mùa:mùa mưa và mùa nắng Đảm bảo được hệ thống nước, hệ thống điều hòa nhiệt đo và hệ thống điện trong mùa nắng tránh hiên tượng quá tải trong những ngày nắng nóng Đảm bảo chống thấm tốt của hệ thống chồng thấm của các tầng nhất là tầng mái BTCT tránh hiện tượng thấm do sự chênh lêch nhiệt độ xảy ra nhanh chống trong mùa mưa.

KẾT LUẬN

Công trình CAO ỐC VĂN PHÒNG ĐÔNG DƯƠNG đóng góp thêm quỹ văn phòng đang hạn hẹp của thành phố là:

+ Phù hợp với xu thế phát triển của xã hội và nhu cầu sử dụng của cộng đồng

+ Phù hợp với những quy định về quản lý xây dựng của khu vực

+ Phù hợp với mỹ quan, kiến trúc đô thị, cảnh quan thiên nhiên

+ Phù hợp với khí hậu địa phương, tận dụng thông gió chiếu sáng một cách tối đa + Đảm bảo các điều kiện về an ninh, chống ồn, vệ sinh môi trường, tiện nghi, phòng chống cháy nổ và an toàn sử dụng

+ Đảm bảo tiếp cận tốt với các trang thiết bị và hệ thống cung cấp dịch vụ như điều hòa không khí, cấp gas, cáp truyền hình, điện thoại, viễn thông, thu gom rác…

TÍNH TOÁN - THIẾT KẾ SÀN

MẶT BẰNG DẦM SÀN

Hình 4.1: Mặt bằng dầm sàn tầng điển hình

Kí hiệu ô sàn Chức năng

Cạnh dài S1 Khu vực văn phòng 8 8.5 Bản làm việc 2 phương

S2 Khu vực văn phòng 5.25 10 Bản làm việc 2 phương

S3 Khu vực văn phòng 1.7 2.75 Bản làm việc 2 phương

S4 Khu vực hành lang 2.75 3.7 Bản làm việc 2 phương

S6 Khu vực hành lang 3.7 10 Bản làm việc 1 phương

S7 Khu vực hành lang 2.15 2.75 Bản làm việc 2 phương

S8 Khu vực vệ sinh 2.15 5 Bản làm việc 1 phương

CHỌN SƠ BỘ KÍCH THƯỚC

 Chọn chiều dày của sàn phụ thuộc vào nhịp và tải trọng tác dụng

 Có thể chọn sơ bộ chiều dày của sàn theo công thức: min min s h D L h

4.2.2 Kích thước dầm chính - dầm phụ

 Kích thước dầm theo hai phương được lựa chọn căn cứ vào qui mô và tải trọng của công trình Tuy nhiên kích thước dầm còn bị chi phối bởi yếu tố không gian và chiều cao thông thủy của mỗi tầng trong tòa nhà Các kích thước này có thể được thay đổi, điều chỉnh trong quá trình tính toán để tạo ra phương án sắp xếp hợp lý

 Do mặt bằng kiến trúc có nhịp dầm khá lớn nên ngoài hệ dầm chính ta còn bố trí thêm hệ dầm phụ kê lên dầm chính Kích thước dầm được chọn sơ bộ như sau :

 Chọn sơ bộ chọn tiết diện dầm chính theo công thức :

12 16 h d   L với L : cạnh ngắn của ô bản

 Chọn sơ bộ chọn tiết diện dầm phụ theo công thức :

12 20 h d   L với L : cạnh ngắn của ô bản

 Từ đó ta chọn được sơ bộ kích thước dầm chính, dầm phụ như sau:

 Việc chọn hình dáng kích thước cột dựa trên 3 cơ sở sau : yêu cầu về kiến trúc, kết cấu và thi công

 Về mặt kiến trúc: đó là yêu cầu về thẩm mĩ và yêu cầu về sử dụng không gian

 Về mặt thi công: việc chọn kích thước tiết diện cột thuận lợi cho việc làm và lắp dựng ván khuôn, việc đặt cốt thép và đổ bê tông

 Về mặt kết cấu: kích thước tiết diện cột cần đảm bảo độ bền, độ ổn định và sự thay đổi độ cứng theo phương đứng

 Đảm bảo độ ổn định : ở đây là việc hạn chế độ mảnh của cột

+ i - bán kính quán tính của tiết diện, i = 0.288b (0.288h)

+ λgh - độ mảnh giới hạn, λgh = 120 (TCXDVN 5574-2012)

+ l 0 = ψl - Chiều dài tính toán của cột dựa vào điều kiện làm việc của kết cấu

Kết cấu hệ siêu tĩnh ψ = 0.7

 Đảm bảo điều kiện về độ bền : diện tích tiết diện ngang của cột xác định sơ bộ dựa vào tính toán ước lượng tổng lực dọc tác dụng lên cột có kể đến ảnh hưởng của momen do tải trọng ngang theo công thức sau: c b

+ k - hệ số điều chỉnh khi kể đến cột chịu tải ngang (k = 1.2  1.5)

+ Rb - cường độ chịu nén tính toán của bê tông

+ N - Tổng lực nén tác dụng lên cột được tính toán sơ bộ như sau:

+ qs : là tải trọng sàn truyền lên cột q s = gs + ps

+ gd : là trọng lượng dầm tác dụng lên cột gd = b h n i i g b i  L với Li là chiều dài truyền tải của dầm + gt : là trọng lượng tường xây trên dầm gt =  b h n t t g t t  L với Lt là chiều dài truyền tải của tường + Si là diện tích truyền tải của cột đang xét

Bảng 4.2: Sơ bộ tiết diện cột

 Kích thước vách BTCT được chọn và bố trí chịu được tải trọng công trình và đặc biệt chịu tải trọng ngang do gió, động đất, …

 Chọn chiều dày vách tw = 0.3 m cho tất cả các vách cứng trên mặt bằng.

TẢI TRỌNG TÁC DỤNG LÊN SÀN

Hình 4.2: Các lớp cấu tạo sàn sinh hoạt và sàn vệ sinh

 Tĩnh tải tác dụng lên sàn bao gồm trọng lượng bản thân bản BTCT, trọng lượng các lớp hoàn thiện và trọng lượng tường xây trên sàn

Bảng 4.3: Tĩnh tải tác dụng lên sàn sinh hoạt

Bề dày lớp cấu tạo h (m)

Hệ số độ tin cậy tải trọng n

Tĩnh tải tính toán g tt (kN/m 2 )

 Riêng các ô sàn văn phòng ta cộng thêm trọng lượng của tường kính phân bố đều trên sàn có gk = 0.25 kN/m 2

Bảng 4.4: Tĩnh tải tác dụng lên sàn vệ sinh

Lớp cấu tạo Bề dày lớp cấu tạo h (m)

 Hoạt tải sử dụng được xác định tùy vào công năng sử dụng của ô bản (Theo TCVN 2737 – 1995) Kết quả được thể hiện trong bảng sau:

Bảng 4.5: Hoạt tải phân bố trên sàn

Hoạt tải tiêu chuẩn (kN/m²)

Hoạt tải tính toán (kN/m²)

Bảng 4.6: Tải trọng tính toán cho từng ô sàn

Kí hiệu ô sàn Chức năng

Hoạt tải tính toán p tt (kN/m 2 )

Tổng tải tính toán q tt (kN/m 2 )

TÍNH TOÁN BỐ TRÍ CỐT THÉP SÀN TẦNG ĐIỂN HÌNH

 Để phản ánh đúng ứng xử của sàn ta sử dụng phần mềm SAFE để tính toán

 Chia sàn thành nhiều dải theo phương X và phương Y, phân tích lấy nội lực sàn theo dải

 Các bước tính toán sàn trong SAFE:

Mô hình sàn bằng phần mềm SAFE

Hình 4.3: Mô hình sàn trong SAFE

38 Chia sàn thành nhiều dải theo phương X và phương Y

Hình 4.4: Chia dải theo phương X

Hình 4.5: Chia dải theo phương Y

40 Phân tích mô hình ta được kết quả nội lực

Hình 4.6: Biểu đồ mooment theo phương X

Hình 4.7: Biểu đồ mooment theo phương Y

 Tính toán và bố trí cốt thép

+ Cốt thép sàn AII → Rs = 280 Mpa

+ Áp dụng công thức tính toán

  + Kiểm tra hàm lượng cốt thép min max

 Kết quả tính toán thép sàn theo phương X

Bảng 4.7: Kết quả tính toán thép sàn theo phương X

CSA1 Nhịp 2 16.4768 0.0336 0.0342 452.4 226.2 10 200 392.7 0.174 CSA1 Gối 2 -31.0406 0.0633 0.0654 852.29 426.15 10 150 523.6 0.328 CSA2 Nhịp 4 49.8244 0.0508 0.0522 1367.97 341.99 10 200 392.7 0.263 CSA2 Gối 4 -99.6938 0.1017 0.1075 2738.64 684.66 10 100 785.4 0.527 CSA3 Nhịp 4.25 29.182 0.028 0.0284 801.13 188.5 10 200 392.7 0.145 CSA3 Gối 4.25 -81.1041 0.0779 0.0812 2228.84 524.43 10 150 523.6 0.403 CSA4 Nhịp 4.5 58.6521 0.0532 0.0547 1611.68 358.15 10 200 392.7 0.276 CSA4 Gối 4.5 -82.8241 0.0751 0.0782 2275.13 505.58 10 150 523.6 0.389 CSA5 Nhịp 4.25 27.6976 0.0266 0.027 761.07 179.08 10 200 392.7 0.138 CSA5 Gối 4.25 -93.9704 0.0902 0.0947 2580.77 607.24 10 100 785.4 0.467 CSA6 Nhịp 4 50.138 0.0512 0.0526 1378.74 344.69 10 200 392.7 0.265 CSA6 Gối 4 -71.257 0.0727 0.0756 1957.71 489.43 10 150 523.6 0.376 CSA7 Nhịp 2 15.5759 0.0318 0.0323 428.16 214.08 10 200 392.7 0.165 CSA7 Gối 2 -27.0773 0.0552 0.0568 743.23 371.62 10 200 392.7 0.286

 Kết quả tính toán thép sàn theo phương Y

Bảng 4.8: Kết quả tính toán thép sàn theo phương Y

CSB1 Nhịp 2.15 16.589 0.0315 0.032 455.93 212.06 10 200 392.7 0.163 CSB1 Gối 2.15 -29.8355 0.0566 0.0583 819.23 381.04 10 200 392.7 0.293 CSB2 Nhịp 4.2 52.9757 0.0515 0.0529 1456.16 346.7 10 200 392.7 0.267 CSB2 Gối 4.2 -72.5299 0.0705 0.0732 1993.39 474.62 10 150 523.6 0.365 CSB3 Nhịp 4.65 31.9463 0.028 0.0284 876.53 188.5 10 200 392.7 0.145 CSB3 Gối 4.65 -66.4245 0.0583 0.0601 1825.05 392.48 10 200 392.7 0.302 CSB4 Nhịp 5 79.439 0.0648 0.067 2181.21 436.24 10 150 523.6 0.336 CSB4 Gối 5 -171.552 0.14 0.1515 4712.5 942.5 12 120 942.48 0.725 CSB5 Nhịp 4.65 31.9558 0.028 0.0284 876.53 188.5 10 200 392.7 0.145 CSB5 Gối 4.65 -66.1398 0.058 0.0598 1815.66 390.46 10 200 392.7 0.3 CSB6 Nhịp 4.2 52.972 0.0515 0.0529 1456.16 346.7 10 200 392.7 0.267 CSB6 Gối 4.2 -72.8953 0.0708 0.0735 2001.87 476.64 10 150 523.6 0.367 CSB7 Nhịp 2.15 16.5726 0.0315 0.032 455.93 212.06 10 200 392.7 0.163 CSB7 Gối 2.15 -29.8895 0.0567 0.0584 820.68 381.71 10 200 392.7 0.294

 Kiểm tra khả năng xảy ra khe nứt của sàn

Ta thấy ô sàn S9 có kích thước 5.85m × 10m có:

- Mômen dương ở giữa nhịp lớn nhất là: Mn = 15.89 kNm/m

- Các đại lượng đặt trưng tính toán:

+ Đặc trưng tiết diện: b = 1000 (mm), h = 150 (mm) att = a + 0.5 ì ỉ = 20 + 0.5 ì 10 = 25 (mm), ho = h – a = 150 – 25 = 125 (mm) + Bê tông B25

+ Rb,ser = 18.5 Mpa, Rbt, ser = 16 Mpa , Eb = 30000 Mpa

+ Thép AII: Rs,er = 295 Mpa, Es = 210000 Mpa

+ Thộp bố trớ cần kiểm tra AII ỉ10a150, As = 523.6 (mm 2 ), As ’ = 0 (mm 2 )

+ Hệ số quy đổi giữa bê tông và thép α = Es / Eb = 210000/30000 = 7 ξ = x/ho = 1- (bh/(2.(bh + As))) = 0.512 x = ho = 64 mm

Ta thấy Mcrc = 96.8 kNm > M = 15.89 kNm → Bản sàn không bị nứt

 Kiểm tra độ võng sàn

Sau khi kiểm tra khả năng xảy ra khe nứt của sàn là không có nên ta có thể kiểm tra độ võng sàn từ phần mềm SAFE

Sử dụng tổ hợp tải tiêu chuẩn để kiểm tra độ võng của sàn: COMB2 (TT + HT)

Hình 4.8: Độ võng của sàn xuất từ SAFE

Khi nhịp sàn nằm trong khoảng 5 m ≤ L ≤ 10 m thì [f] = 25 mm.(Theo Bảng 4, TCVN 5574:2012, trang 20 – Kết cấu bê tông và bê tông cốt thép.) fmax = 10 mm < [f] = 25 mm → Thỏa mãn điều kiện độ võng

TÍNH TOÁN – THIẾT KẾ CẦU THANG

SƠ BỘ VỀ CẦU THANG THIẾT KẾ

- Cầu thang thiết kế là cầu thang 2 vế dạng bản với:

+ Vế thứ nhất từ cao trình +4.400 m đến cao trình +6.050 m

+ Vế thứ hai từ cao trình +6.050 m đến cao trình +7.700 m

Hình 5.1: Mặt bằng cầu thang điển hình

- Chiều cao tầng điển hình là 3.300 m, ta thiết kế cầu thang có 22 bậc xây bằng gạch thẻ, với kích thước bậc như sau:

+ Góc nghiêng của cầu thang:

Hình 5.2: Các lớp cấu tạo cầu thang.

CHỌN SƠ BỘ KÍCH THƯỚC CẦU THANG

Chọn sơ bộ bản thang có: hb = 150 mm

TẢI TRỌNG TÁC DỤNG LÊN CẦU THANG

 Gồm trọng lượng bản thân các lớp cấu tạo:

+ i - Trọng lượng của lớp thứ i (kN/m 3 )

+ i - Chiều dày của lớp thứ i (m)

+ ni - Hệ số tin cậy của lớp thứ i

Bảng 5.1: Tĩnh tải bản chiếu nghỉ

 Hoạt tải bản chiếu nghỉ : p = p c  np (kN/m 2 )

Trong đó: p c , np - là hoạt tải tiêu chuẩn và hệ số tin cậy của hoạt tải lấy theo TCVN

Tra bảng 3 TCVN 2737:1995 ta có: p c = 3 kN/m 2 , np = 1.2

+ i,tđ - Chiều dày tương đương của lớp thứ i theo phương của bản nghiêng

+ Đối với lớp đá hoa cương và lớp vữa:

+ Đối với bậc thang xây gạch thẻ:

Bảng 5.2: Tĩnh tải bản thang nghiêng

 Hoạt tải bản thang nghiêng : p = p c  np x cos (kN/m 2 )

Trong đó: p c , np - là hoạt tải tiêu chuẩn và hệ số tin cậy của hoạt tải lấy theo TCVN

Tra bảng 3 TCVN 2737:1995 ta có: p c = 3 kN/m 2 , np = 1.2

Trọng lượng của lan can 30 daN/m, quy tải lan can trên đơn vị m 2 bản thang: glc = 0.30/1.125 = 0.267 kN/m 2  q 2 g 2 g lc p 2 7.365 0.267 3.218 10.85   (kN/m 2 )

SƠ ĐỒ TÍNH VÀ NỘI LỰC

Hình 5.3: Sơ đồ tính cầu thang

Hình 5.4: Tĩnh tải do các lớp hoàn thiện tác dụng

Hình 5.5: Hoạt tải tác dụng

 Kết quả nội lực xuất từ phần mềm ETABS

Hình 5.7: Phản lực gối tựa.

TÍNH TOÁN CỐT THÉP CHO CẦU THANG

 Ta chọn moment gối và nhịp lớn nhất để tính toán cho toàn bộ bản thang

 Từ M ở trên, tính cốt thép cho cầu thang:

- Cốt thép AII: Rs = 280 MPa

- Kiểm tra hàm lượng cốt thép: min max

Bảng 5.3: Kết quả tính toán cốt thép bản thang

 Cốt thép theo phương ngang của bản đặt theo cấu tạo: 8a200

TÍNH TOÁN - THIẾT KẾ BỂ NƯỚC MÁI

TÍNH THỂ TÍCH BỂ NƯỚC MÁI

 Trong một công trình cao tầng, việc lưu thông và cung cấp nước sinh hoạt là một sự cần thiết và cực kỳ quan trọng Các bể nước đóng vai trò chủ đạo trong dây chuyền cung cấp và xử lý nước Người ta phân ra ba loại bể chính : bể nước dưới tầng hầm , bể nước ngầm dưới tầng hầm và bể nước mái

- Bể nước dưới tầng hầm : Dùng chứa nước lấy từ hệ thống nước thành phố bơm lên mái và dự trữ nước cứu hỏa

- Bể nước ngầm dưới tầng hầm : Dùng chứa nước thải từ hệ thống nước thải công trình để xử lý và chuyển ra hệ thống nước thải thành phố bằng máy bơm và đường ống

- Bể nước mái : Cung cấp nước sinh hoạt của các bộ phận công trình và lượng nước cứu hỏa

 Chọn bể nước mái để tính toán Bể nước mái được đặt trên hệ cột riêng và liên kết tựa lên các cột chính của công trình

- Lượng nước cần dùng cho tòa nhà :

Số người sử dụng nước N800(người)

- Dung tích bể nước mái được xác định như sau : h sd cc

1000 1000 ngđ i sd ngđ ngđ i sd ngđ

+ N : số người làm việc trong khu văn phòng, N = 800 người

+ Qsd : nhu cầu dùng nước đối với khu văn phòng, Qsd = 200 (lít/người/ngày) kngđ = 1.1-1.2 : hệ số sử dụng

 Nước phục vụ cho cộng công và cứu hỏa lấy bằng 10% nhu cầu dùng nước sinh hoạt

 Dung tích hồ nước mái :

 Chọn kích thước bể nước theo phương ngang LxB là 10x5.3 m

 Vậy chọn kích thước sơ bộ kích thước hồ nước mái như sau:

 Bể nước mái được đổ bê tông toàn khối, có nắp đậy Lỗ thăm trên nắp bể nằm ở góc có kích thước 800×800 mm.

PHÂN LOẠI BỂ NƯỚC

 Trong thiết kế bể nước, dựa vào tỉ số a b , h a phân ra làm ba loại : bể thấp, bể cao, bể dài Xét bể nước mái công trình này ta có :

10 a m chiều dài 5.6 b m chiều rộng 2 h m chiều cao

Vậy bể nước mái công trình thuộc loại bể thấp.

SỐ LIỆU TÍNH TOÁN

 Sử dụng bê tông cấp độ bền B25

- Cường độ chịu nén dọc trục: Rb = 14.5 MPa

- Cường độ chịu kéo dọc trục: Rbt = 1.05 MPa

- Mô đun đàn hồi: Eb = 30000 MPa

 Cốt thộp loại AI (đối với cốt thộp cú ỉ ≤ 10)

- Cường độ chịu nén: Rs = 225 MPa

- Cường độ chịu kéo: Rs = 225 MPa

- Cường độ tính toán cốt ngang: Rsw = 175 MPa

- Mô đun đàn hồi: Es = 210000 MPa

 Cốt thộp loại AII (đối với cốt thộp cú ỉ >10)

- Cường độ chịu nén: Rs = 280 MPa

- Cường độ chịu kéo: Rs = 280 MPa

- Mô đun đàn hồi: Es = 210000 MPa.

SƠ BỘ TIẾT DIỆN CÁC CẤU KIỆN

6.4.1 Chọn chiều dày bản nắp, bản đáy, bản thành

- Chọn sơ bộ chiều dày bản nắp là: 100 mm

- Chọn sơ bộ chiều dày bản thành là: 120 mm

- Chọn sơ bộ chiều dày bản đáy là: 150 mm

6.4.2 Sơ bộ tiết diện dầm, cột

- Chọn sơ bộ kích thước dầm nắp như sau: b × h = 200 × 450 mm

- Chọn sơ bộ kích thước dầm đáy như sau: b × h = 300 × 700 mm

- Chọn sơ bộ kích thước cột như sau: 300 × 300 mm

Hình 6.1: Mặt bằng bố trí dầm nắp

Hình 6.2: Mặt bằng bố trí dầm đáy

TÍNH TOÁN - THIẾT KẾ KẾT CẤU BỂ NƯỚC

Sử dụng SAP2000 v14.2.2 để mô hình bể nước

Hình 6.3: Mô hình bể nước mái trong SAP

Bảng 6.1: Tĩnh tải các lớp hoàn thiện bản nắp

Do nắp bể không có mục đích sử dụng khác nên chọn hoạt tải là hoạt tải sửa chữa Tra theo TCVN 2737 – 1995 ta có hoạt tải sửa chữa pc = 0.75 kN/m 2 , p tt = 1.3x0.75 = 0.975 kN/m 2

 Biểu đồ mooment theo phương X

 Biểu đồ mooment theo phương Y

 Tính toán bố trí cốt thép

Từ kết quả tính nội lực, ta tính được cốt thép cho bản nắp:

+ Chọn a = 25 mm ho = 100 – 25 = 75 mm + Áp dụng công thức tính toán: m 2 b b o

+ Hàm lượng cốt thép min ax 0, 618.14.5

Bảng 6.2: Kết quả tính toán cốt thép bản nắp theo phương X

Bảng 6.3: Kết quả tính toán cốt thép bản nắp theo phương Y

6.5.2.3 Kiểm tra độ võng của bản nắp

 Ta sử dụng tổ hợp tải tiêu chuẩn COMB2 (TT + HT) để kiểm tra độ võng

Hình 6.6: Độ võng bản nắp bể nước

- Giá trị chuyển vị lớn nhất bể nước fsàn = 0.22 cm

- Khi nhịp sàn nằm trong khoảng 5m ≤ L ≤ 10m thì [f] = 25 mm.(Theo Bảng 4,TCVN 5574:2012 – Kết cấu bê tông và bê tông cốt thép) fsàn = 0.22 cm < [f] = 2.5 (cm)

 Giá trị độ võng của bản nắp thỏa mãn giới hạn cho phép

Bản thành bể nước chịu tải trọng do áp lực nước gây ra và áp lực gió hút tác động Sơ bộ chọn chiều dày bản thành hbt = 120 mm

- Áp lực nước: Pn = nγnh = 1.2 x 10 x 2 = 24 (kN/m 2 )

- Tải trọng gió tác dụng lên thành bể xét trường hợp nguy hiểm nhất là gió hút, có chiều tác dụng cùng chiều với áp lực nước

+ n là hệ số vượt tải: n = 1.3

+ Wo là giá trị của áp lực gió lấy theo bản đồ phân vùng áp lực gió theo địa danh hành chính (Phụ lục E, TCVN 2737:1995): Công trình thuộc phân vùng IIA có W0

+ k là hệ số tính đến sự thay đổi của áp lực gió theo độ cao (Theo bảng 5 TCVN 2737:1995)

Tại độ cao Z = + 67.1 m tính từ mặt đất tự nhiên ta có k = 1.408 Tại độ cao Z = + 65.1 m tính từ mặt đất tự nhiên ta có k = 1.401

+ Hệ số khí động : c = 0.6 (gió hút)

- Bản thành có tỷ số giữa cạnh dài trên cạnh ngắn:

 Vậy bản thành thuộc loại bản dầm, cắt một dải bản theo phương cạnh ngắn (cạnh h), có bề rộng b = 1m để tính

Hình 6.7: Sơ đồ tính và tải trọng tác dụng vào thành bể

- Vì thành hồ làm việc như bản dầm cho nên theo phương nằm ngang không tính toán, đặt thép cấu tạo

- Kết quả nội lực xuất từ phần mềm etabs:

Hình 6.8: Biểu đồ môment thành bể

6.5.3.4 Tính toán bố trí cốt thép

- Xem bản thành như cấu kiện chịu uốn, tiết diện b×h = 1000×120 mm

- Áp dụng công thức tính toán b 0 m 2 m s b 0 s

Bảng 6.4: Kết quả tính toán toán cốt thép bản thành Ô sàn M

Bảng 6.5: Tĩnh tải bản đáy

 Biểu đồ mooment theo phương X

 Biểu đồ mooment theo phương Y

6.5.4.3 Tính toán bố trí cốt thép

- Từ kết quả tính nội lực, ta tính được cốt thép cho bản đáy:

- Áp dụng công thức tính toán: m 2 b b o

- Hàm lượng cốt thép min ax

Bảng 6.6: Kết quả tính toán cốt thép bản đáy theo phương X

Bảng 6.7: Kết quả tính toán cốt thép bản đáy theo phương Y

6.5.4.4 Kiểm tra khả năng xảy ra nứt cho bản đáy Ô bản có kích thước 2.65m x 5m có:

- Mômen dương ở giữa nhịp lớn nhất là: Mn = 18.69 kNm/m

- Các đâị lượng đặt trưng tính toán:

+ Đặc trưng tiết diện: b = 1000 (mm), h = 150 (mm) att = a + 0.5 x ỉ = 30 + 0.5 ì 12 = 36 (mm), ho = h – a = 150 – 36 = 114 (mm)

Rb,ser = 18.5 Mpa, Rbt, ser = 16 Mpa , Eb = 30000 Mpa

+ Thép AII: Rs,er = 295 Mpa, Es = 210000 Mpa

+ Thộp bố trớ cần kiểm tra AII ỉ12a200, As = 565.49 (mm 2 ), As ’ = 0 (mm 2 )

+ Hệ số quy đổi giữ bê tông và thép α = Es / Eb = 210000/30000 = 7 ξ = x/ho = 1- (bh/(2.(bh+As))) = 0.509 x = ho = 58.026 mm

I bx   mm Tính I so A h s (  x a tt ) 2 565.49(150 50.026 36)  2 0.023 10 ( 8  mm 4 )

Tính W pl 2( I bo I so ) bo 0.44 10 ( 8 3 )

Ta thấy Mcrc = 70.4 kNm > M = 18.69 kNm → Bản đáy không bị nứt

6.5.4.5 Kiểm tra độ võng bản đáy

Hình 6.11: Độ võng bản đáy bể nước

- Ta sử dụng tổ hợp tải tiêu chuẩn COMB2 (0.91TT + 0.83HT) để kiểm tra độ võng

- Giá trị chuyển vị lớn nhất bể nước fsàn = 2.2 cm

- Khi nhịp sàn nằm trong khoảng 5m ≤ L ≤ 10m thì [f] = 25 mm.(Theo Bảng 4, TCVN 5574:2012 – Kết cấu bê tông và bê tông cốt thép) fsàn = 2.2 cm < [f] = 2.5 (cm)

 Giá trị độ võng của bản nắp thỏa mãn giới hạn cho phép

6.5.5 Tính toán dầm hồ nước mái

Hình 6.12: Biểu đồ môment dầm, cột bể nước mái

Hình 6.13: Biểu đồ lực cắt dầm, cột bể nước mái

6.5.5.2 Tính toán bố trí cốt thép Áp dụng công thức tính toán ta được m 2 b b o

Bảng 6.8: Bảng kết quả tính toán cốt thép dầm nắp, dầm đáy

TÍNH TOÁN - THIẾT KẾ HỆ KHUNG

SƠ ĐỒ HÌNH HỌC

 Mặt bằng công trình tương đối vuông có kích thước 2 cạnh L = 27 (m), B = 25 (m) có L/B = 1.08 < 2 Do đó, sơ đồ thích hợp là khung không gian gồm: lõi cứng, sàn dầm và hệ vách chịu lực đồng thời

 Đối với hệ khung BTCT toàn khối, sơ đồ tính là trục của dầm, trục của cột, liên kết cột và móng là liên kết ngàm, liên kết giữa vách cứng và dầm là nút cứng, sàn được gán tuyệt đối cứng, cột ngàm tại mặt trên của móng

 Sử dụng phần mềm ETABS v9.7.4 để giải khung không gian.

VẬT LIỆU SỬ DỤNG

 Sử dụng bê tông cấp độ bền B25 có các thông số tính toán như sau:

- Cường độ tính toán chịu nén: Rb = 14.5 MPa

- Cường độ tính toán chịu kéo: Rbt = 1.05 MPa

- Mô đun đàn hồi: Eb = 30000 MPa

 Cốt thộp loại AI (đối với cốt thộp cú ỉ ≤ 10)

- Cường độ tính toán chịu nén: Rsc = 225 MPa

- Cường độ tính toán chịu kéo: Rs = 225 MPa

 Cốt thộp loại AIII (đối với cốt thộp cú ỉ > 10)

- Cường độ tính toán chịu nén: Rsc = 365 MPa

- Cường độ tính toán chịu kéo: Rs = 365 MPa

CHỌN SƠ BỘ KÍCH THƯỚC CÁC TIẾT DIỆN

XÁC ĐỊNH TẢI TRỌNG

7.4.1.1 Tĩnh tải do trọng lượng bản thân sàn

 Tĩnh tải tác dụng lên công trình là tải do các lớp hoàn thiện, tải do tường, trọng lượng bản thân bê tông cốt thép

Bảng 7.1: Tĩnh tải tác dụng lên sàn sinh hoạt

 Riêng các ô sàn văn phòng ta cộng thêm trọng lượng của tường kính phân bố đều trên sàn có gk = 0.25 kN/m 2

Bảng 7.2: Tĩnh tải tác dụng lên sàn vệ sinh

 Tải tường được tính theo công thức: Gt = G x ht

 Tường xây trên dầm thì truyền tải trọng vào dầm

Bảng 7.3: Tĩnh tải tường gạch

Tầng ht (m) G (kN/m2) Gt (kN/m) δt = 0.1(m) δt = 0.2(m) δt = 0.1(m) δt = 0.2(m)

 Hoạt tải sử dụng được xác định tùy vào công năng sử dụng của ô bản (Theo TCVN 2737 – 1995) Kết quả được thể hiện trong bảng sau:

Bảng 7.4: Hoạt tải phân bố trên sàn

Hoạt tải tiêu chuẩn (kN/m²)

Hoạt tải tính toán (kN/m²)

 Hoạt tải sửa chữa mái là q tt = 1.3 x 0.75 = 0.975 (kN/m 2 )

 Theo TCVN 2737 : 1995 và TCXD 229 : 1999: Gió nguy hiểm nhất là gió vuông góc với mặt đón gió

 Công trình cao 67.1 m > 40 m nên tải gió gồm thành phần tĩnh và thành phần động

 Tải trọng gió bao gồm hai thành phần:

- Thành phần tĩnh của gió

- Thành phần động của gió

7.4.3.1 Thành phần gió tĩnh của tải gió

 Tải trọng gió tĩnh được tính toán theo TCVN 2737 : 1995 như sau:

 Áp lực gió tĩnh tính toán tại cao độ z tính theo công thức: Wtc = Wo × k × c

+ Wo: là giá trị của áp lực gió lấy theo bản đồ phân vùng phụ lục D và điều 6.4 TCVN

2737 : 1995 Công trình đang xây dựng ở Tp Hồ Chí Minh thuộc khu vực II-A, và ảnh hưởng của gió bão được đánh giá là yếu, lấy Wo = 0.83 kN/m 2 kz: là hệ số tính đến sự thay đổi của áp lực gió theo độ cao, lấy theo bảng 5 TCVN

+ c: là hệ số khí động, đối với mặt đón gió c = + 0.8, mặt hút gió c = - 0.6 Hệ số tổng cho mặt đón gió và hút gió là: c = 0.8 + 0.6 = 1.4

+ Hệ số độ tin cậy của tải trọng gió là  = 1.2

 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 (Wtcx là lực gió tiêu chuẩn theo phương X và

Wtcy là lực gió tiêu chuẩn theo phương Y, lực gió bằng áp lực gió nhân với diện tích đón gió) Diện tích đón gió của từng tầng được tính như sau:

  hj, hj-1, B: lần lượt là chiều cao tầng của tầng thứ j, j-1, và bề rộng đón gió

Bảng 7.5: Kết quả tải trọng gió tĩnh theo hương X

Bảng 7.6: Kết quả tải trọng gió tĩnh theo phương Y

7.4.3.2 Thành phần động của tải gió

 Do công trình cao 67.1 m > 40 m nên phải tính đến thành phần động của tải gió Để xác định được thành phần động của tải trọng gió thì cần xác định tần số dao dộng riêng của công trình

- Thiết lập sơ đồ tính toán động lực học:

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

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

+ Vị trí của các điểm tập trung khối lượng đặt tương ứng với cao trình sàn

+ Giá trị khối lượng tập trung bằng tổng của trọng lượng bản thân kết cấu, tải trọng các lớp cấu tạo sàn (phân bố đều trên sàn), hoạt tải (phân bố đều trên sàn)

Hình 7.1: Sơ đồ tính toán động lực tải gió tác dụng lên công trình

 Việc tính toán tần số dao động riêng của 1 công trình nhiều tầng là rất phức tạp, do đó cần phải có sự hỗ trợ của các chương trình máy tính Trong đồ án này phần mềm ETABS được dùng để tính toán các tần số dao động riêng của công trình

 Việc mô hình trong chương trình ETABS được thực hiện như sau:

- Cột và dầm được mô hình bằng phần tử Line

- Vách và sàn được mô hình bằng phần tử Area

- Trọng lượng bản thân của kết cấu do ETABS tự tính toán

- Trọng lượng các lớp cấu tạo sàn được phân bố đều trên sàn

- Trọng lượng bản thân tường được gán trên dầm

Hình 7.2: Mô hình 3D của công trình trong ETABS

 Trong TCXD 229 : 1999, quy định chỉ cần tính toán thành phần động của tải trọng gió ứng với s dạng dao động đầu tiên, với tần số dao động riêng cơ bản thứ s thỏa mãn bất đẳng thức: s L s 1 f  f f 

 Trong đó: fL được tra trong bảng 2 TCXD 229 : 1999, đối với kết cấu sử dụng bê tông cốt thép, lấy δ = 0.3, ta được fL = 1.3 Hz Cột và vách được ngàm với móng

 Gió động của công trình được tính theo 2 phương X và Y, mỗi dạng dao động chỉ xét theo phương có chuyển vị lớn hơn Tính toán thành phần động của gió gồm các bước sau:

 Bước 1: Xác định tần số dao động riêng:

Sử dụng phần mềm ETABS khảo sát với 12 Mode dao động của công trình

Bảng 7.7: Kết quả 12 mode dao động

TẦN SỐ (1/s) Dao động Ghi chú

Nhận xét: Tần số dao động riêng: f3 < fL = 1.3Hz < f4 Vì vậy, theo điều 4.3 TCXD 229 :

1999, ta cần tính toán thành phần động của gió có kể đến tác dụng của cả xung vận tốc gió và lực quán tính của công trình tương ứng với 3 dạng dao động đầu tiên Tuy nhiên do dạng dao động 3 là xoắn nên ta không kể trong tính toán

 Bước 2: Xác định giá trị tiêu chuẩn thành phần tĩnh của áp lực gió lên các phần tính toán của công trình

- Giá trị tiêu chuẩn thành phần tĩnh của áp lực gió Wj ở độ cao zj so với mốc tại mặt đất được xác định theo công thức:

+ Wo: Giá trị áp lực gió tiêu chuẩn Công trình xây dựng tại TP Hồ Chí Minh thuộc vùng II-A: Wo = 83 daN/m 2 = 0.83 kN/m 2

+ c: Hệ số khí động Phía đón gió c = + 0.8, phía hút gió c = - 0.6

81 c = 0.6 + 0.8 = 1.4 + kzj: Hệ số xét đến sự thay đổi áp lực gió theo chiều cao (tra bảng 5 - TCVN 2737 :

1995, theo dạng địa hình B).Kết quả tính toán như mục 7.4.3.1

 Bước 3: Xác định thành phần động của tải trọng gió tác dụng lên công trình

- Giá trị tiêu chuẩn thành phần động của tải gió tác dụng lên phần thứ j, ứng với dạng dao động thứ i được xác địng theo công thức

+ WP(ij): lực, đơn vị tính toán kN

+ Mj: khối lượng tập trung của phần công trình thứ j, T

+ i: hệ số động lực ứng với dạng dao động thứ i, không thứ nguyên

+ i: hệ số được xác định bằng cách chia công trình thành n phần

 Xác định Mj: Khối lượng các điểm tập trung theo các tầng được xuất từ ETABS (Center Mass Rigidity)

Bảng 7.8: Khối lượng tập trung tại các tầng

- Hệ số động lực được xác định ứng với 3 dạng dao động đầu tiên, phụ thuộc vào thông số

i và độ giảm loga của dao động: o i i

+ Hệ số tin cậy tải trọng gió lấy  = 1.2

+ fi: Tần số dao động riêng thứ i

+ Wo: Giá trị áp lực gió Lấy bằng 0.83 kN/m 2 = 830 N/m 2

+ Công trình bằng BTCT với  = 0.3 nên ta tra theo đường số 1 trên đồ thị (TCXD 229 :

Hình 7.3: Đồ thị xác định hệ số động lực 

- Hệ số i được xác định theo công thức: n ji Fj j 1 i n

+ yji: dịch chuyển ngang tỉ đối của trọng tâm phần công trình thứ j ứng với dạng dao động riêng thứ i

+ WFj - giá trị tiêu chuẩn thành phần động của tải trọng gió tác dụng lên phần thứ j của công trình, ứng với các dạng dao động khác nhau khi chỉ kể đến ảnh hưởng của xung vận tốc gió, được xác định theo công thức:

WFj = Wj  j Sj  (kN) (*) + Wj: giá trị tiêu chuẩn thành phần tĩnh của gió (kN/m 2 )

+ Sj: diện tích đón gió phần công trình thứ j (m 2 )

+ : hệ số tương quan không gian áp lực động của tải trọng gió

  là hệ số tương quan không gian áp lực động của tải trọng gió ứng với dạng dao động khác nhau của công trình, không thứ nguyên Khi tính toán với dạng dao động thứ nhất thì  lấy bằng 1, còn đối với các dạng dao động còn lại  lấy bằng 1

- Giá trị 1 được lấy theo bảng 10, TCVN 2737 : 1995, phụ thuộc vào 2 tham số ρ và χ Tra bảng 11, TCVN 2737 : 1995 để có được 2 thông số này, a và b được xác định như hình sau (mặt màu đen là mặt đón gió):

Hình 7.4: Hệ tọa độ khi xác định hệ số tương quan 

Bảng 7.9: Các tham số ρ và χ

Mặt phẳng tọa độ cơ bản song song với bề mặt tính toán ρ χ

Bảng 7.10: Hệ số tương quan không gian 1. ρ (m) Hệ số 1 khi χ bằng (m)

Bảng 7.11: Kết quả tính toán thành phần gió động theo phương X (Mode 2)

MAI 0.41010 0.7267 0.06603 1.6404 315.8019 0.00015 20.0676 63.482 76.178 THUONG 0.41191 0.7267 0.06603 1.6404 315.8019 0.00015 39.9813 71.233 85.480 STORY18 0.41373 0.7267 0.06603 1.6404 315.8019 0.00015 39.8246 70.570 84.684 STORY17 0.41610 0.7267 0.06603 1.6404 315.8019 0.00015 39.6779 69.838 83.806 STORY16 0.41858 0.7267 0.06603 1.6404 315.8019 0.00015 39.5290 69.027 82.832 STORY15 0.42105 0.7267 0.06603 1.6404 315.8019 0.00015 39.3755 68.123 81.747 STORY14 0.42353 0.7267 0.06603 1.6404 315.8019 0.00014 39.0582 67.481 80.978 STORY13 0.42600 0.7267 0.06603 1.6404 315.8019 0.00014 38.6988 66.777 80.132 STORY12 0.42848 0.7267 0.06603 1.6404 315.8019 0.00014 38.3326 64.464 77.357 STORY11 0.43264 0.7267 0.06603 1.6404 315.8019 0.00013 38.1085 62.872 75.447 STORY10 0.43726 0.7267 0.06603 1.6404 315.8019 0.00013 37.9123 61.291 73.549 STORY9 0.44188 0.7267 0.06603 1.6404 315.8019 0.00012 37.7034 59.421 71.305 STORY8 0.44650 0.7267 0.06603 1.6404 315.8019 0.00012 37.2484 56.808 68.170 STORY7 0.45112 0.7267 0.06603 1.6404 315.8019 0.00011 36.7004 53.640 64.368 STORY6 0.45574 0.7267 0.06603 1.6404 315.8019 0.0001 36.1333 50.091 60.110 STORY5 0.46396 0.7267 0.06603 1.6404 315.8019 9.8E-05 35.5148 47.442 56.931 STORY4 0.47353 0.7267 0.06603 1.6404 315.8019 9E-05 34.8322 43.405 52.086 STORY3 0.48310 0.7267 0.06603 1.6404 315.8019 8.4E-05 34.0924 40.585 48.701 STORY2 0.50026 0.7267 0.06603 1.6404 315.8019 6.8E-05 32.9265 33.455 40.146 STORY1 0.51700 0.7267 0.06603 1.6404 315.8019 6.2E-05 35.2961 31.851 38.221

Bảng 7.12: Kết quả tính toán thành phần gió động theo phương Y (Mode 1)

MAI 0.41010 0.6828 0.07513 1.70113 280.5674 0.00016 20.3645 63.3161 75.9794 THUONG 0.41191 0.6828 0.07513 1.70113 280.5674 0.00016 40.5729 68.6668 82.4002 STORY18 0.41373 0.6828 0.07513 1.70113 280.5674 0.00016 40.4139 68.8418 82.6101 STORY17 0.41610 0.6828 0.07513 1.70113 280.5674 0.00016 40.2649 69.7049 83.6459 STORY16 0.41858 0.6828 0.07513 1.70113 280.5674 0.00016 40.1138 69.2485 83.0982 STORY15 0.42105 0.6828 0.07513 1.70113 280.5674 0.00016 39.9581 69.4869 83.3843 STORY14 0.42353 0.6828 0.07513 1.70113 280.5674 0.00016 39.6361 69.3454 83.2145 STORY13 0.42600 0.6828 0.07513 1.70113 280.5674 0.00016 39.2714 69.2127 83.0552 STORY12 0.42848 0.6828 0.07513 1.70113 280.5674 0.00016 38.8998 68.5287 82.2345 STORY11 0.43264 0.6828 0.07513 1.70113 280.5674 0.00016 38.6723 67.7429 81.2915 STORY10 0.43726 0.6828 0.07513 1.70113 280.5674 0.00015 38.4732 67.1230 80.5476 STORY9 0.44188 0.6828 0.07513 1.70113 280.5674 0.00015 38.2612 65.2287 78.2744 STORY8 0.44650 0.6828 0.07513 1.70113 280.5674 0.00015 37.7995 63.8269 76.5922 STORY7 0.45112 0.6828 0.07513 1.70113 280.5674 0.00014 37.2434 60.7156 72.8587 STORY6 0.45574 0.6828 0.07513 1.70113 280.5674 0.00013 36.6680 58.8809 70.6571 STORY5 0.46396 0.6828 0.07513 1.70113 280.5674 0.00013 36.0403 56.4581 67.7497 STORY4 0.47353 0.6828 0.07513 1.70113 280.5674 0.00012 35.3476 52.6180 63.1416 STORY3 0.48310 0.6828 0.07513 1.70113 280.5674 0.00011 34.5968 47.3621 56.8345 STORY2 0.50026 0.6828 0.07513 1.70113 280.5674 9.6E-05 33.4137 43.1511 51.7814 STORY1 0.51700 0.6828 0.07513 1.70113 280.5674 8E-05 35.8184 37.7292 45.2751

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

- Tính toán lực động đất theo tiêu chuẩn TCVN 9386 – 2012 “Thiết kế công trình chịu động đất”

7.4.4.1 Phương pháp phân tích phổ phản ứng

- Phương pháp phân tích phổ phản ứng dao động là phương pháp động lực học kết cấu sử dụng phổ phản ứng động lực của tất cả các dạng dao động ảnh hưởng đến phản ứng tổng thể của kết cấu

- Điều kiện áp dụng: Phương pháp phân tích phổ phản ứng là phương pháp có thể áp dụng cho tất cả các loại nhà ( TCVN 9386 – 2012 )

- Số dạng dao động cần xét đến trong phương pháp phổ phản ứng

TỔ HỢP TẢI TRỌNG, KIỂM TRA CHUYỂN VỊ ĐỈNH CÔNG TRÌNH

Bảng 7.14: Các trường hợp tải

Loại tải trọng TYPE Self Weight Tên

Hoạt tải tầng lẻ Live 0 HT1

Hoạt tải tầng chẵn Live 0 HT2

Gió động Y Wind 0 GDY Động đất X 0 DDX Động đất Y 0 DDY

Bảng 7.15: Tổ hợp các trường hợp tải

TT Tên tổ hợp Nội dung tổ hợp

18 COMB16 TT + 0.9 HT1 + 0.9 HT2 + 0.9 GX

20 COMB17 TT + 0.9 HT1 + 0.9 HT2 - 0.9 GX

21 COMB18 TT + 0.9 HT1 + 0.9 HT2 + 0.9 GY

22 COMB19 TT + 0.9 HT1 + 0.9 HT2 – 0.9 GY

29 COMB26 TT + 0.3 HT1 + 0.3 HT2 + DDX

30 COMB27 TT + 0.3 HT1 + 0.3 HT2 + DDY

31 COMBBAO ENVE(COMB1,COMB2,……… ,COMB27)

7.5.2 Kiểm tra chuyển vị đỉnh công trình

Với giả thiết sàn tuyệt đối cứng trong mô hình kết cấu, nên tất cả các điểm trên sàn ( cùng cao độ) đều có chuyển vị như nhau Do vậy, ta có thể xét điểm bất kì trên sàn tầng MAI của công trình để kiểm tra

Hình 7.6: Chuyển vị đỉnh công trình Để xác định giá trị chuyển vị đỉnh ta phải tổ hợp tải trọng tương ứng với tải trọng tiêu chuẩn, rồi chạy lại mô hình Tuy nhiên, đồ án này xin trình bày một phương pháp gần đúng để xét giá trị chuyền vị đỉnh thông qua giá trị chuyển vị đỉnh tương ứng tải tính toán xuất ra từ phần mềm ETABS

 Sử dụng tổ hợp tiêu chuẩn sau để kiểm tra chuyển vị đỉnh công trình

Bảng 7.16: Chuyển vị đỉnh công trình

 Chuyển vị ngang lớn nhất tại đỉnh nhà fmax = - 0.030378 m

 Chiều cao nhà tại tầng mái H = 74m

 Theo TCVN 198:1997, kết cấu khung vách,│fmax│= 0.030378 m < [f] = H/750 0.0987 m nên công trình thỏa mãn điều kiện chuyển vị đỉnh

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

- Ta có : gia tốc tính toán a =  2 fđỉnh

Bảng phân vùng mức độ cảm nhận của con người đối với các mức độ gia tốc đỉnh tương ứng.( Tham khảo “Tall building”)

Vùng Gia tốc (m/s 2 ) Ảnh hưởng

1 < 0.05 Con người không cảm nhận được sự chuyển động

2 0.05 - 0.1 Con người bắt đầu cảm nhận được chuyền động; các vật treo dịch chuyển nhẹ

3 0.1 - 0.25 Phần đông con người cảm nhận được chuyền động; mức độ chuyển động có thể ảnh hưởng đến bàn làm việc

4 0.25 - 0.4 Bàn làm việc trở nên khó chịu;

5 0.4 - 0.5 Con người cảm nhận chuyển động tương đối mạnh; khó khăn trong đi lại; đứng ngoài ban công

6 0.5 - 0.6 Con người không thể chịu đựng được chuyển động và không thể đi lại bình thường

7 0.6 - 0.7 Con người không thể đi lại; không thể chịu được chuyển động

8 > 0.7 Mọi thứ bị rơi và con người có thể bị thương

- Qua bảng phân vùng ở trên, công trình thuộc mức vùng 3

- Theo TCXD 198-1997, thì [a] = 0.15 m/s 2 , như vậy công trình không thỏa điều kiện dao động

 Phân tích và tìm hướng giải quyết:

Phương trình tổng quát chuyển động của kết cấu:

Md 2 u/dt 2 +Cdu/dt +ku = P(t)

 Qua phương trình có thể thấy rằng , việc tăng độ cứng dẫn đến gia tốc tăng vọt, nguyên nhân là  2 tăng Kết hợp với kết quả kiểm tra chuyển vị đỉnh có sự chênh lệch quá lớn giữa chuyển vị tương đối tìm được với kết quả quy định trong tiêu chuẩn, có thể thấy rằng công trình có độ cứng quá lớn

 Biện pháp khắc phục: tổ chức lại hệ kết cấu trong công trình Đây là một biện pháp hay nhất, và phải cần chú ý ngay từ giai đoạn thiết kế ban đầu Tuy nhiên, do quá trình chủ quan trong thiết kế và thời gian làm đồ án sắp kết thúc, đồ án này nêu ra hướng giải quyết khắc phục khác có thể xem xét

- Nhìn vào phương trình trên, nếu tăng khối lượng sẽ làm giảm gia tốc tương ứng Tuy vậy việc điều chỉnh gia tốc bằng cách tăng trọng lượng của công trình là một cách giải quyết không kinh tế, đặc biệt nó có thể ảnh hưởng đến việc tăng tải trọng lên móng

- Nhìn vào phương trình, hướng giải quyết tiếp theo được đề ra là tăng hệ số cản Phần ma sát do không khí sẽ làm tiêu hao năng lượng dao động, do đó sẽ làm giảm gia tốc Trong trường hợp này, có thể dùng các khối giảm chấn để điều chỉnh lại gia tốc được đặt trên đỉnh của tòa nhà

TÍNH TOÁN - THIẾT KẾ KHUNG TRỤC 3 VÀ TRỤC C

Hình 7.7: Biểu đồ bao moment và lực cắt khung trục 3 ứng với tổ hợp COMBBAO

Hình 7.8: Biểu đồ bao moment và lực cắt khung trục C ứng với tổ hợp COMBBAO

7.6.2 Tính toán – thiết kế hệ dầm

7.6.2.1 Tính toán cốt thép dọc

 Từ biểu đồ bao moment ta chọn moment dương lớn nhất để tính cốt thép giữa nhịp, moment âm nhỏ nhất để tính cốt thép gối

- Giả thiết: a = h/10 mm suy ra ho = h – a

- Áp dụng công thức tính toán:

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

- Trong đó: àmin : tỷ lệ cốt thộp tối thiểu, thường lấy àmin = 0.05% àmax : tỷ lệ cốt thộp tối đa, thường lấy

 Tính toán dầm B41(400 × 700) tầng HAM khung trục 3:

- Sau khi lọc kết quả xuất ra từ ETABS, ứng với tổ hợp COMBBAO ta có nội lực sau:

- Giả thiết: a = h/10 = 70 mm → ho = h – a = 630 mm

- Từ kết quả As ta tiến hành chọn thép bố trí cho dầm

+ As = 440.48 mm 2 → chọn 2ỉ22 (760 mm 2 ) →àchọn = 0.3% (thỏa) + As = 1081.18 mm 2 → chọn 2ỉ25 + 2 ỉ22 (1740 mm 2 ) →àchọn = 0.69% (thỏa) + As = 440.48 mm 2 → chọn 2ỉ25 (980 mm 2 ) →àchọn = 0.39% (thỏa) Tương tự cách làm trên ta được kết quả như bảng bên dưới

 Kết quả tính toán thép dầm khung trục 3 và khung trục C

Bảng 7.17: Kết quả tính toán thép dầm khung trục 3

Bảng 7.18: Kết quả tính toán thép dầm khung trục C

7.6.2.2 Tính toán cốt thép đai

 Tính cốt thép đai cho dầm

 Dầm B41 (700 × 400) STORY 13 có lực cắt lớn nhất Qmax = 371.14 kN

- Khả năng chịu cắt củ bê tông:

Qbt = 127.6 kN < Qmax = 371.14 kN do đó cần phải đặt cốt đai

- Khả năng chịu cắt của cốt đai và bê tông

- Nhận xét Qsw = 449.53 kN > Qmax  Thỏa điều kiện về độ bền s s wl b nE A 2 210000 50.24

Qbt = 1092.57 kN > Qmax = 371.14 kN cốt đai bố trí đủ chịu lực cắt

- Đoạn giữa dầm bố trớ ỉ8a200

 Tính toán cốt thép gia cường cho dầm

- Tính toán đại diện cho một dầm và bố trí cho các dầm còn lại

- Từ mô hình ETABS ta có lực cắt tại vị trí dầm phụ gác lên dầm chính

Hình 7.9: Lực tập trung tại vị trí dầm phụ gác lên dầm chính

- Ta có lực tập trung truyền vào dầm chính là P = 34.05 + 34.98 = 69.03 kN

- Dầm chính 400 × 700 có ho = 675 mm

- Sử dụng cốt treo dạng đai với đường kớnh đai ỉ8 cú asw = 50.24 mm 2

- Số cốt treo cần thiết cho mỗi bên của dầm phụ gối lên dầm chính: s 3 o sw sw h 150

- Trong đoạn đặt cốt đai gia cường, không cần đặt thêm cốt đai nào khác nữa

- Đoạn cần bố trí cốt đai gia cường: b1 = hdc - hdp = 700 - 400 = 300 mm

- Lượng cốt đai gia cường nhiều, s < 50 mm, để đảm bảo thi công được, cho phép cốt đai gia cường được bố trí trong đoạn b2: b2 = b1 + bdp = 300 + 200 = 500 mm Vậy bố trí mỗi bờn 5ỉ8a50

7.6.3 Tính toán – thiết kế hệ cột

7.6.3.1 Tính toán cốt thép dọc

- Cốt thép trong cột được tính toán như cột chịu nén lệch tâm xiên Dữ liệu được xuất ra từ ETABS là biểu đồ Moment của tất cả các tổ hợp

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

- Xét tiết diện có các cạnh Cx, Cy Điều kiện để áp dụng phương pháp này là x y

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

- Tiết diện chịu lực nén N, Moment uốn Mx và My, độ lệch tâm ngẫu nhiên eax, eay Sau khi xét uốn dọc theo 2 phương, tính được hệ số ηx, ηy Moment đã gia tăng Mx1 = ηx × Mx;

My1 = ηy × My Tùy theo tương quan giữa giá trị Mx1; My1 với kích thước các cạnh mà đưa về một trong 2 mô hình tính toán theo phương X hoặc phương Y Điều kiện và kí hiệu theo bảng sau:

Bảng 7.19: Điều kiện và phương tính toán

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

Hình 7.10: Moment uốn và lực dọc tác dụng lên cột

 Giả thiết a, ở đây ta giả thiết a = max(Cx,Cy)/10 mm cho tất cả các cột

- Hệ số chuyển đổi mo :

Bảng 7.20: Hệ số chuyển đổi mo x1 < ho x1 ≥ ho

- Tính Moment tương đương (biến đổi lệch tâm xiên ra lệch tâm phẳng)

- Theo TCVN 5574 : 2012 độ lệch tâm ngẫu nhiên ea trong mọi trường hợp: a

, L là chiều dài cấu kiện; h là chiều cao tiết diện

- Độ lệch tâm ban đầu: o h e e a

  2 + Với kết cấu tĩnh định: eo = e1 + ea

+ Với kết cấu siêu tĩnh: eo = Max (e1, ea)

- Tính toán độ mảnh hai phương ox ox x y x y l l i ; i

- Dựa vào độ lệch tâm eo và giá trị x1 để phân biệt các trường hợp tính toán

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

  h  tính toán gần như nén đúng tâm

- Hệ số ảnh hưởng độ lệch tâm γe: e 1

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

- Khi   14   = 1; khi 4 < λ < 104 lấy theo công thức sau: φ = 1.028 - 0.0000288 λ 2 - 0.0016 λ

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

  h  và x 1   R h o Tính toán theo trường hợp nén lệch tâm bé Xác định chiều cao vùng nén x theo các chỉ dẫn sau đây:

- Diện tích toàn bộ cốt thép Ast tính theo công thức sau: b o st sc

  h  và x 1   R h o , tính toán theo nén lệch tâm lớn

- Tính Ast theo công thức sau:

 Tính toán cột C7(450 × 450) tầng MAI khung trục C:

- Sau khi xuất kết quả từ ETABS ta chọn ta chọn cặp nội lực lớn nhất để tính toán

+ Ứng với tổ hợp COMB 12:

123 ox oy x y ox oy x y x y x y x1 x x y1 y y l l 0.7 3300 2310mm i i 0.288 450 129.6mm l l

1 x1 2 y1 ax ay a ax ay h C 450mm; b C 450mm

+ Theo trình tự tính toán như trên ta có: o

+ Độ lệch tâm ban đầu: o h e e a

  2 ( Với kết cấu siêu tĩnh: eo = Max (e1, ea) = e1 = 677.6 mm) → e 7.6 mm

→Tính toán cột theo TH nén lệch tâm lớn

Tương tự cách làm trên ta được kết quả như bảng bên dưới

 Kết quả tính thép cột khung trục 3 và khung trục C

Bảng 7.21: Kết quả tính toán thép cột khung trục 3

TẦNG CỘT TỔ HỢP N (kN) My

MAI C3 COMB14 -224.81 107.361 19.979 450 450 3300 Y LTL 15.15 0.83 12ỉ20 37.7 THUONG C3 COMB6 -509.83 82.933 21.6 450 450 3300 Y LTL 1.38 0.08 12ỉ20 37.7 STORY18 C3 COMB6 -822.1 83.733 20.285 450 450 3300 Y LTL -6.27 0.34 12ỉ20 37.7 STORY17 C3 COMB10 -1258.2 81.479 22.335 450 450 3300 Y LTRB -30.53 1.68 12ỉ20 37.7 STORY16 C3 COMB16 -1831.3 6.081 66.953 450 450 3300 X LTRB -21.78 1.19 12ỉ20 37.7 STORY15 C3 COMB19 -2334.8 -34.379 25.598 450 450 3300 Y LTRB -11.09 0.61 12ỉ20 37.7 STORY14 C3 COMB19 -2779.5 -59.19 34.109 500 500 3300 Y LTRB -15.48 0.69 12ỉ20 37.7 STORY13 C3 COMB19 -3232.8 -72.84 30.964 500 500 3300 Y LTRB -1.49 0.07 12ỉ20 37.7 STORY12 C3 COMB19 -3697.7 -94.008 29.115 500 500 3300 Y LTRB 14.17 0.63 12ỉ20 37.7 STORY11 C3 COMB19 -4174.5 -91.703 21.422 500 500 3300 Y LTRB 26.99 1.20 12ỉ20 37.7 STORY10 C3 COMB19 -4679 -153.3 31.573 600 600 3300 Y LTRB -0.13 0.00 12ỉ20 37.7 STORY9 C3 COMB19 -5194.3 -159.85 31.456 600 600 3300 Y LTRB 15.00 0.46 12ỉ20 37.7 STORY8 C3 COMB19 -5718 -185.31 33.06 600 600 3300 Y LTRB 32.45 1.00 12ỉ20 37.7 STORY7 C3 COMB19 -6250.9 -168.02 30.69 600 600 3300 Y LTRB 45.55 1.41 16ỉ20 50.3 STORY6 C3 COMB19 -6805 -236.82 46.17 700 700 3300 Y LTRB 11.32 0.26 16ỉ20 50.3 STORY5 C3 COMB19 -7365.3 -235.87 43.858 700 700 3300 Y LTRB 26.92 0.61 16ỉ20 50.3 STORY4 C3 COMB19 -7931.5 -257.98 44.971 700 700 3300 Y LTRB 44.84 1.02 16ỉ20 50.3 STORY3 C3 COMB19 -8503.4 -228.49 38.527 700 700 3300 Y LTRB 58.26 1.32 16ỉ25 78.5 STORY2 C3 COMB19 -9094.1 -312.84 53.11 800 800 3300 Y LTRB 16.99 0.30 16ỉ25 78.5 STORY1 C3 COMB19 -9704.2 -280.24 49.864 800 800 4400 Y LTRB 32.51 0.56 16ỉ25 78.5 TRET C3 COMB19 -10354 -307.6 54.134 800 800 3900 Y LTRB 52.41 0.91 16ỉ25 78.5

HAM C3 COMB19 -10959 -206.42 19.646 800 800 3000 Y LTRB 70.94 1.23 16ỉ25 78.5 MAI C11 COMB17 -143.74 -180.38 -88.312 450 450 3300 Y LTL 44.72 2.45 14ỉ20 44 THUONG C11 COMB17 -346.74 -169 -76.641 450 450 3300 Y LTL 32.50 1.78 12ỉ20 37.7 STORY18 C11 COMB17 -552.45 -168.44 -77.381 450 450 3300 Y LTL 25.72 1.41 12ỉ20 37.7 STORY17 C11 COMB5 -665.43 -154.52 -73.605 450 450 3300 Y LTL 19.26 1.06 12ỉ20 37.7 STORY16 C11 COMB5 -846.23 -151.1 -73.886 450 450 3300 Y LTL 14.32 0.79 12ỉ20 37.7 STORY15 C11 COMB7 -974.16 -150.7 -43.145 450 450 3300 Y LTL 7.20 0.40 12ỉ20 37.7 STORY14 C11 COMB7 -1139.2 -196.14 -54.055 500 500 3300 Y LTL 7.46 0.33 12ỉ20 37.7 STORY13 C11 COMB7 -1298.2 -187.35 -50.379 500 500 3300 Y LTL 2.98 0.13 12ỉ20 37.7 STORY12 C11 COMB7 -1460.3 -188.57 -50.023 500 500 3300 Y LTL 1.23 0.05 12ỉ20 37.7 STORY11 C11 COMB19 -1945 -148.94 -44.051 500 500 3300 Y LTRB -18.60 0.83 12ỉ20 37.7 STORY10 C11 COMB19 -2160.4 -215.55 -60.879 600 600 3300 Y LTRB -48.97 1.51 12ỉ20 37.7 STORY9 C11 COMB18 -3330.9 29.833 -31.49 600 600 3300 X LTRB -46.89 1.45 12ỉ20 37.7 STORY8 C11 COMB18 -3724.2 55.989 -28.773 600 600 3300 Y LTRB -34.85 1.08 12ỉ20 37.7 STORY7 C11 COMB18 -4134.9 66.984 -17.872 600 600 3300 Y LTRB -22.26 0.69 12ỉ20 37.7 STORY6 C11 COMB18 -4577 111.709 -16.188 700 700 3300 Y LTRB -62.50 1.42 12ỉ20 37.7 STORY5 C11 COMB18 -5031.8 123.839 -11.586 700 700 3300 Y LTRB -48.57 1.10 12ỉ20 37.7 STORY4 C11 COMB18 -5498.4 146.928 -9.369 700 700 3300 Y LTRB -34.28 0.78 12ỉ20 37.7 STORY3 C11 COMB18 -5975.9 141.063 -3.251 700 700 3300 Y LTRB -19.65 0.45 12ỉ20 37.7 STORY2 C11 COMB18 -6478.3 196.711 0.288 800 800 3300 Y LTRB -66.31 1.15 12ỉ20 37.7 STORY1 C11 COMB18 -6998.2 181.363 4.801 800 800 4400 Y LTRB -50.39 0.87 12ỉ20 37.7 TRET C11 COMB18 -7548.5 196.657 8.91 800 800 3900 Y LTRB -33.53 0.58 12ỉ20 37.7 HAM C11 COMB18 -8051.6 148.352 6.506 800 800 3000 Y LTRB -18.12 0.31 12ỉ20 37.7

Bảng 7.22: Kết quả tính toán thép cột khung trục C

MAI C7 COMB12 -236.01 40.372 121.71 450 450 3300 X LTL 21.13 1.16 12ỉ20 37.7 THUONG C7 COMB4 -500.87 34.237 99.098 450 450 3300 X LTL 6.84 0.38 12ỉ20 37.7 STORY18 C7 COMB4 -792.5 32.577 98.659 450 450 3300 X LTL -0.92 0.05 12ỉ20 37.7 STORY17 C7 COMB8 -1205 34.91 97.116 450 450 3300 X LTRB -22.35 1.23 12ỉ20 37.7 STORY16 C7 COMB18 -1749.6 73.102 26.332 450 450 3300 Y LTRB -20.70 1.14 12ỉ20 37.7 STORY15 C7 COMB18 -2135.9 68.64 15.598 450 450 3300 Y LTRB -12.36 0.68 12ỉ20 37.7 STORY14 C7 COMB18 -2529.9 93.864 9.115 500 500 3300 Y LTRB -19.42 0.86 12ỉ20 37.7 STORY13 C7 COMB17 -3085.9 39.271 -53.225 500 500 3300 X LTRB -7.49 0.33 12ỉ20 37.7 STORY12 C7 COMB17 -3517.2 36.436 -69.956 500 500 3300 X LTRB 6.46 0.29 12ỉ20 37.7 STORY11 C7 COMB17 -3957.9 26.034 -69.193 500 500 3300 X LTRB 18.40 0.82 12ỉ20 37.7 STORY10 C7 COMB17 -4421.9 36.685 -116.93 600 600 3300 X LTRB -10.81 0.33 12ỉ20 37.7 STORY9 C7 COMB17 -4893.7 35.179 -122.3 600 600 3300 X LTRB 2.84 0.09 12ỉ20 37.7 STORY8 C7 COMB17 -5371.6 35.638 -142.91 600 600 3300 X LTRB 18.42 0.57 12ỉ20 37.7 STORY7 C7 COMB17 -5856.7 31.132 -130.14 600 600 3300 X LTRB 30.68 0.95 12ỉ20 37.7 STORY6 C7 COMB17 -6359.9 44.407 -185.61 700 700 3300 X LTRB -5.74 0.13 12ỉ20 37.7 STORY5 C7 COMB17 -6867.6 41.557 -185.26 700 700 3300 X LTRB 8.47 0.19 12ỉ20 37.7 STORY4 C7 COMB17 -7380.7 41.258 -204.79 700 700 3300 X LTRB 24.61 0.56 12ỉ20 37.7 STORY3 C7 COMB17 -7899.4 34.468 -181.57 700 700 3300 X LTRB 39.28 0.89 12ỉ20 37.7 STORY2 C7 COMB17 -8437.1 43.271 -249.8 800 800 3300 X LTRB -6.31 0.11 12ỉ20 37.7 STORY1 C7 COMB17 -8995.5 39.714 -223.09 800 800 4400 X LTRB 10.80 0.19 12ỉ20 37.7 TRET C7 COMB17 -9593.4 41.522 -258.39 800 800 3900 X LTRB 29.11 0.51 12ỉ20 37.7 HAM C7 COMB17 -10160 26.909 -141.8 800 800 3000 X LTRB 46.46 0.81 12ỉ25 58.9

MAI C8 COMB13 -236.42 41.843 -119.28 450 450 3300 X LTL 20.92 1.15 12ỉ20 37.7 THUONG C8 COMB5 -501.58 34.515 -97.315 450 450 3300 X LTL 6.53 0.36 12ỉ20 37.7 STORY18 C8 COMB5 -794.02 32.309 -96.662 450 450 3300 X LTL -1.37 0.08 12ỉ20 37.7 STORY17 C8 COMB9 -1208.7 34.546 -94.5 450 450 3300 X LTRB -23.58 1.29 12ỉ20 37.7 STORY16 C8 COMB18 -1761.2 76.244 -20.093 450 450 3300 Y LTRB -20.52 1.13 12ỉ20 37.7 STORY15 C8 COMB18 -2150.5 71.309 -9.855 450 450 3300 Y LTRB -12.01 0.66 12ỉ20 37.7 STORY14 C8 COMB16 -2676.1 48.01 47.808 500 500 3300 Y LTRB -18.84 0.84 12ỉ20 37.7 STORY13 C8 COMB16 -3100.9 43.11 58.301 500 500 3300 X LTRB -6.27 0.28 12ỉ20 37.7 STORY12 C8 COMB16 -3534.8 40.135 75.237 500 500 3300 X LTRB 7.78 0.35 12ỉ20 37.7 STORY11 C8 COMB16 -3978 29.04 73.525 500 500 3300 X LTRB 19.61 0.87 12ỉ20 37.7 STORY10 C8 COMB16 -4444.9 40.988 123.305 600 600 3300 X LTRB -9.33 0.29 12ỉ20 37.7 STORY9 C8 COMB16 -4919.8 38.981 128.259 600 600 3300 X LTRB 4.33 0.13 12ỉ20 37.7 STORY8 C8 COMB16 -5400.9 39.252 149.131 600 600 3300 X LTRB 20.02 0.62 12ỉ20 37.7 STORY7 C8 COMB16 -5889.2 34.085 135.283 600 600 3300 X LTRB 32.21 0.99 12ỉ20 37.7 STORY6 C8 COMB16 -6395.7 48.135 192.404 700 700 3300 X LTRB -4.03 0.09 12ỉ20 37.7 STORY5 C8 COMB16 -6906.9 44.695 191.611 700 700 3300 X LTRB 10.22 0.23 12ỉ20 37.7 STORY4 C8 COMB16 -7423.5 44.035 211.307 700 700 3300 X LTRB 26.46 0.60 12ỉ20 37.7 STORY3 C8 COMB16 -7945.7 36.495 186.869 700 700 3300 X LTRB 40.69 0.92 12ỉ20 37.7 STORY2 C8 COMB16 -8487.1 45.249 257.571 800 800 3300 X LTRB -4.48 0.08 12ỉ20 37.7 STORY1 C8 COMB16 -9048.9 40.497 229.157 800 800 4400 X LTRB 12.43 0.22 12ỉ20 37.7 TRET C8 COMB16 -9650.5 40.292 265.936 800 800 3900 X LTRB 30.86 0.54 12ỉ20 37.7 HAM C8 COMB16 -10221 27.981 143.221 800 800 3000 X LTRB 48.34 0.84 12ỉ25 58.9

7.6.3.2 Tính toán cốt đai cho cột

- Trong các nút khung phải dùng đai kín cho cả dầm và cột Theo TCXD (198:1997), đường kớnh cốt đai khụng nhỏ hơn ẳ lần đường kớnh cốt dọc và phải lớn hơn hoặc bằng 8mm, phải bố trí liên tục qua nút khung với mật độ như vùng nút khung

- Chọn cốt đai trong cột thỏa ỉ  max 4

- Trong phạm vi vùng nút khung từ điểm cách mép trên đến điểm cách mép dưới của dầm một khoảng Ln (Ln  chiều cao tiết diện cột và  1/6 chiều cao thông thủy của tầng, đồng thời  450 mm) phải bố trí cốt đai dày hơn Khoảng cách đai trong vùng này không lớn hơn 6 lần đường kính cốt thép dọc và cũng không lớn hơn 100mm

- Bố trí cốt đai cho cột thỏa

Uđai  Utt ; Uđai  Umax; Uđai  Uctạo; Uctạo  20ỉdọc

- Trong khoảng cỏch nối cột là 30ỉ,bước đai trong đoạn nối Ucấutạo như sau :

Uctạo  b cạnh ngắn của cột = 45cm Vậy bố trớ ỉ8a100 cho vựng nỳt khung và ỉ8a200 cho cỏc vựng cũn lại

7.6.4 Tính toán - thiết kế vách cứng

7.6.4.1 Phương pháp vùng biên chịu moment

- Thông thường, các vách cứng dạng công xôn phải chịu tổ hợp nội lực sau: N, Mx, My, Qx,

Qy Do vách cứng được bố trí trên mặt bằng để chịu tải trọng ngang tác động song song với mặt phẳng của nó (chủ yếu) nên bỏ qua khả năng chịu mô ment ngoài mặt phẳng Mx và lực cắt theo phương vuông góc với mặt phẳng Qy, chỉ xét tổ hợp nội lực gồm: N, My,

Hình 7.11: Nội lực trong vách

- Phương pháp này cho rằng cốt thép đặt trong vùng biên ở hai đầu vách được thiết kế để chịu toàn bộ Moment Lực dọc trục được giả thiết là phân bố dều trên toàn bộ chiều dài vách

7.6.4.2 Các giả thiết cơ bản

- Ứng suất kéo do cốt thép chịu Ứng suất nén do bê tông và cốt thép chịu

- Xét vách cứng chịu tải trọng NZ, MY như sau

Hình 7.12: Biểu đồ ứng suất tại các điểm trên mặt cắt ngang của vách

7.6.4.3 Các bước tính toán cốt thép dọc cho vách

 Bước 1: 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 ờ hai vùng biên của vách

 Bước 2: Xác định lực kéo hoặc nén trong vùng biên l,r b l r

F : Diện tích mặt cắt vách

Fb : Diện tích vùng biên

 Bước 3: Tính diện tích cốt thép chịu kéo, nén

- Tính toán cốt thép cho vùng biên như cột chịu kéo - nén đúng tâm Khả năng chịu lực của cột chịu kéo - nén đúng tâm được xác định theo công thức: o n b a a

+ Rn, Ra: Cường độ tính toán chịu nén của BT và của cốt thép

+ Fb, Fa: diện tích tiết diện BT 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

  i : độ mảnh của vách Với lo: chiều dài tính toán của vách imin: bán kính quán tính của tiết diện theo phương mảnh  imin = 0.288b

Khi   14: bỏ qua ảnh hưởng của uốn dọc, lấy  = 1.Thiên về an toàn lấy  = 0.8

- Từ công thức trên ta suy ra diện tích cốt thép chịu nén: n b nen a a

TÍNH TOÁN – THIẾT KẾ MÓNG

SỐ LIỆU ĐỊA CHẤT CÔNG TRÌNH

Kết quả khảo sát địa chất: từ mặt đất hữu hiệu đến độ sâu > 80m, nền đất ở đây được cấu tạo gồm 5 lớp theo thứ tự từ trên xuống dưới như sau:

- Thành phần gồm: Cát san lấp

- Lớp này phân bố như sau:

Hố khoan Độ sâu mặt lớp, m Độ sâu đáy lớp, m Bề dày lớp, m

- Thành phần gồm: Sét, xám trắng – vàng - nâu đỏ, trạng thái dẻo mềm, dẻo cứng

Sau đây là các chỉ tiêu cơ lý:

- Dung trọng tự nhiên γ : 19.6 KN/m 3

- Dung trọng đẩy nổi γ ’ : 9.6 KN/m 3

- Hệ số nén lún, a100-200 : 0.026×10 -2 KPa -1

- Thành phần gồm: Cát pha, vàng, xám trắng - nâu, trạng thái dẻo

-Hệ số nén lún, a100-200 : 0.01510  2 KPa  1

- Thành phần gồm: Sét, nâu đốm trắng, trạng thái cứng

- Hệ số nén lún, a100-200 : 0.017×10 -2 KPa -1

- Thành phần gồm: Cát pha, xám tro, xám nâu, xám trắng, trạng thái dẻo

- Hệ số nén lún, a100-200 : 0.017×10 -2 KPa -1

Hình 8.1: Mặt cắt trụ địa chất.

Bảng 8.1: Các chỉ tiêu cơ lý của đất

1 Sét, dẻo mềm, dẻo cứng 9.2 22.82 19.6 2.73 0.705 32.2 13.5 0.5 11 o 28 ’ 24.3 15472.7

2 Cát pha, trạng thái dẻo 21.8 17.93 20.1 2.67 0.572 21.1 14.8 0.49 25 o 53 ’ 14.3 31319.8

4 Cát pha, trạng thái dẻo > 40 18.94 20.1 2.67 0.582 21.9 15.6 0.53 28 o 11 ’ 9.2 2744.5

 Mực nước ngầm ổn định ở độ sâu -5m tính từ mặt đất tự nhiên

PHƯƠNG ÁN MÓNG CỌC ÉP BÊ TÔNG CỐT THÉP

Hình 8.2: Mặt bằng bố trí móng (phương án cọc ép)

 Sử dụng bê tông cấp độ bền B30

- Cường độ chịu nén tính toán: Rb = 17 Mpa

- Cường độ chịu kéo tính toán: Rbt = 1.2 Mpa

- Mô đun đàn hồi: Eb = 32500 Mpa

 Cốt thộp loại AI (đối với cốt thộp cú ỉ ≤ 10)

- Cường độ chịu nén tính toán: Rs = 225 MPa

- Cường độ chịu kéo tính toán: Rs = 225 MPa

 Cốt thộp loại AIII (đối với cốt thộp cú ỉ >10)

8.2.2 Kích thước và chiều dài cọc

- Chọn sơ bộ chiều cao đài cọc: hđài = 2 m

- Chọn chiều sâu đặt móng: hmóng = 6.9 + 2 = 8.9 m

- Đỉnh cọc nằm ở cao trình – 8.2 m (so với mặt đất tự nhiên)

- Mũi cọc nằm ở cao trình -35.2m (so với mặt đất tự nhiên)

- Chiều dài đầu cọc đập vỡ 0.5m và 0.2m ngàm vào đài

- Chọn cọc tiết diện vuông 400 x 400, Lcọc = 27 – 0.7 = 26.3 m

- Diện tích tiết diện cọc Ap = D 2 = 0.16 m 2

8.2.3 Tính toán sức chịu tải

8.2.3.1 Theo chỉ tiêu cơ lý của đất nền (Phụ lục A.3 TCXD 205:1998)

- Theo chỉ tiêu cơ lý của đất nền (Phụ lục A.3 TCXD 205:1998)

+ m: hệ số điều kiện làm việc của cọc trong đất, lấy m = 1 theo phụ lục A.3 của TCXD 205:1998

+ mR, mf : các hệ số điều kiện làm việc của đất lần lượt ở mũi cọc và ở mặt bên cọc có kể đến ảnh hưởng của phương pháp hạ cọc đến sức chống tính toán của đất, xác định theo bảng A.3 TCXD 205:1998

+ Ap : Diện tích mũi cọc Ap = 0.16 m 2

+ u: chu vi tiết diện ngang của cọc, u = 1.6 m

+ li: chiều dày của lớp đất thứ i tiếp xúc với cọc

+ fsi: cường độ tính toán của lớp đất thứ i theo mặt xung quanh cọc

Hình 8.3: Sơ đồ tính fsi theo phụ lục A

Tra bảng A.2 phụ lục A TCXD 205 : 1998, ta có bảng sau:

Bảng 8.2: Kết quả sức chịu tải của cọc do ma sát hông theo phụ lục A

Lớp Độ sâu Ztb li mf Độ sệt fsi mffsili

+ qp: cường độ chịu tải ở mũi cọc, lấy theo bảng A.1 phụ lục A TCXD 205 : 1998 Ở đây cọc cắm vào lớp sét, trạng thái cứng ở độ sâu -35.2 m nên tra bảng ta được: qp = 8000 kN/m 2 tc R p p f si i

Hệ số an toàn được chọn dựa vào ước đoán trước số lượng cọc Trường hợp này dự đoán số lượng cọc từ 6 đến 10 cọc, nên chọn hệ số an toàn là 1.65

8.2.3.2 Theo chỉ tiêu cường độ đất nền (Phụ lục B TCXD 205:1998)

 Sức chịu tải cực hạn của cọc theo chỉ tiêu cường độ đất nền được xác định theo công thức sau (Theo Phụ Lục B TCXD 205 : 1998): u s p s s p p

 Sức chịu tải cho phép của cọc được tính theo công thức: s p a B s p

+ FSs: Hệ số an toàn cho thành phần ma sát bên (FSs = 1.5 ÷ 2.0)

+ FSp: Hệ số an toàn cho sức chống dưới mũi cọc (FSp = 2.0 ÷ 3.0)

Chọn: FSs = 2; FSp = 3 để tính toán

- Công thức tính ma sát bên tác dụng lên cọc được xác định:

+ Ca: Lực dính giữa thân cọc và đất Lấy Ca = 0.7C (Cọc BTCT)

+ C: Lực dính của đất (kN/m 2 )

+ φa: Góc ma sát giữa cọc và đất nền lấy φa = φ (Với cọc BTCT)

+ σ’h: Ứng suất hữu hiệu trong đất theo phương vuông góc với mặt bên cọc (kN/m 2 ) σ’h = Ks × σ’v với Ks = 1 - sin 

Bảng 8.3: Kết quả sức chịu tải của cọc do ma sát hông theo phụ lục B

  fsi fsili m m kN/m 3 kN/m 2 kN/m 2 kN/m 2 kN/m

+ li: chiều dài từng lớp đất mà cọc xuyên qua

- Tính tại vị trí mũi cọc đặt ở độ sâu -35.2 m so với mặt đất tự nhiên, nằm trong lớp thứ 3, dưới mực nước ngầm có:  = 10.6 kN/m 3 ; c = 59.3 kN/m 2

8.2.3.3 Theo cường độ vật liệu làm cọc

 Pvl = (Rb  Ac + Rs  As)

: Hệ số uốn dọc của cọc lo l 0.7 26.3

Rb = 17 MPa (Cường độ chịu nén của Bê tông cọc cấp độ bền B30)

Ac = 0.4 × 0.4 = 0.16 m 2 (Diện tích tiết diện ngang của cọc)

Rs = 365 MPa (Cường độ tính toán của cốt thép dọc trong cọc)

As = 8ỉ25 = 3927 mm 2 (Diện tớch tiết diện ngang cốt thộp dọc)

 Sức chịu tải tức thời của cọc:

Ta thấy Qu = 3650.92 kN < Pvl = 3710 kN (Thỏa điều kiện cọc ép đến độ sâu thiết kế)

 Vậy sức chịu tải của cọc:

Qtk = min  Qa-A; Qa-B;  = min  1674.8; 1757.42;  = 1674.8 kN

- Các móc cẩu trên cọc được bố trí ở các điểm cách đầu và mũi cọc những khoảng cố định sao cho Moment dương lớn nhất bằng Moment âm có trị số tuyệt đối lớn nhất

- Vị trí 2 móc cẩu cách chân cọc một khoảng 0.207L = 0.207 × 9 = 1.863 m (Với L là chiều dài cọc) thì khi cẩu sẽ gây ra giá trị Moment:

Mnhịp = Mgối Chọn 0.207L = 1.863 m để kiểm tra

Hình 8.4: Sơ đồ tính kiểm tra cẩu lắp cọc

- Trọng lượng bản thân cọc phân bố trên 1 m dài : q = n  b  h  bt  kđ = 1.1  0.4  0.4  25  1.5 = 6.6 kN/m kđ:là hệ số động, lấy kđ = 1.5

Hình 8.5: Sơ đồ tính khi dựng cọc

+ Để an toàn chọn giá trị Moment lớn nhất kiểm tra Mmax = 66.825 kNm

+ Bê tông B30 có Rb = 17 MPa, cốt thép AIII có Rs = 365 MPa

+ Chọn lớp bảo vệ a = 40 mm, ho = h - a = 400 - 40 = 360 mm

Như vậy cốt thép chọn là thỏa đối với hai trường hợp vận chuyển và dựng cọc

- Tính thép làm móc treo cọc

Chọn 1ỉ16 (As = 201 mm 2 ) làm múc treo

Tính đoạn thép neo móc treo vào trong cọc:

8.2.4 Mô hình tổng thể đài cọc trong SAFE

- Từ FZmax ta xác định số cọc, bố trí để xác định kích thước đài

- Xuất mô hình từ ETABS sang SAFE, sử dụng các tính năng của SAFE để giải nội lực đài móng vách, nội lực sẽ được vẽ theo trục của dải

- Sử dụng các dầm móng có kích thước 400×800 mm để liên kết các móng lại với nhau nhằm tăng độ cứng của toàn hệ

Hình 8.6: Mặt bằng bố trí hệ móng trong SAFE

8.2.5 Thiết kế móng cọc ép M1 (Point 194)

Hình 8.7: Mặt bằng vị trí đặt móng M1

Bảng 8.4: Phản lực chân cột móng M1(Point 194)

Story Point Load FX FY FZ MX MY

8.2.5.2 Xác định số lượng cọc và bố trí

- Tổng lực đứng tác dụng lên móng M1: Ntt = 6470.66 kN

- Sơ bộ xác định số cọc như sau:

- Chọn kích thước đài và bố trí như sau:

Hình 8.8: Bố trí cọc cho móng M1

- Kích thước đài: Bđ × Lđ × Hđ = 2m × 3.2m × 2m

- Kiểm tra điều kiện độ sâu chôn đài với Hmax tt = 70.62 kN tt o m min d h h 0.7tg(45 ) 2H 1.37m

 hm = 8.9 m > hmin = 1.37 m  Thỏa điều kiện móng cọc đài thấp

- Trọng lượng của đài: W = Bđ×Lđ×Hđ×γđ = 2×3.2×2×25 = 320 kN

- Tải đứng tác dụng tại đáy đài: Nj = Fzj + W

- Cọc được bố trí như hình vẽ:

 Tính các giá trị Pmax(j), Pmin(j) j xj max yj max max,min 2 2 coc i i

Hình 8.9: Phản lực đầu cọc M1 tính bằng thủ công

Load Point Nj (kN) Mxiymax Myixmax Pmax

+ Ứng với COMB18 ta có Pmax = 1173.35 (kN) < Qtk = 1650 (kN) => (Đạt)

+ Ứng với COMB4 ta có Pmin = 815.73 (kN) > 0 Cọc không bị nhổ

 Kiểm tra điều kiện sử dụng cọc có xét đến hiệu ứng nhóm:

+ n: số cọc trong một hàng

+ s: khoảng cách giữa 2 tâm cọc

- Sức chịu tải của nhóm cọc:

Qa nhóm = η×nc×Qtk = 0.761×6×1650 = 7533.9 kN > 6470.66 kN

8.2.5.3 Kiểm tra ổn định đất nền và độ lún móng

 Xác định khối móng quy ước

- Góc ma sát trong trung bình của các lớp đất mà cọc đi qua:

- Chiều dài đoạn mở rộng: o tb coc

- Chiều dài, chiều rộng và chiều cao của đáy khối móng quy ước:

 Kiểm tra áp lực đáy khối móng quy ước

- Tải trọng tiêu chuẩn tác dụng lên khối móng quy ước tc x t tt t c y c N 6470.66

- Trọng lượng khối móng quy ước

- Độ lệch tâm theo phương X: tc y x tc qu

- Độ lệch tâm theo phương Y: tc x y tc qu

- Áp lực tiêu chuẩn ở đáy khối móng quy ước: tc qu y tc x 2 max qu qu qu qu

 tc qu y tc x 2 min qu qu qu qu

 tc tc tc 2 tb ( max min) / 2 381.505 kN / m

- Khả năng chịu tải của nền dưới mũi cọc

+ ktc: 1.0 - 1.1 (lấy ktc = 1.0, Vì các chỉ tiêu cơ lý được lấy theo số liệu thí nghiệm trực tiếp đối với đất)

+ Lớp đất cọc tỳ vào là lớp sét, trạng thái cứng có : c = 59.3 kN/m 2 γ ‘ II = 10.6 kN/m 3 (dung trọng đẩy nổi lớp đất tại mũi cọc)

 hi: bề dày lớp đất thứ i

I: Dung trọng của đất từ đáy khối móng quy ước trở lên

Ta có: tc 2 tc 2 max tc 2 min tc 2 tc 2 tb

 Như vậy nền đất dưới khối móng quy ước thỏa điểu kiện về ổn định

 Kiểm tra lún của khối móng quy ước

- Áp lực bản thân đất nền của đáy khối móng quy ước: σo bt = γI ’×Hqu = 305.62 kN/m 2

- Ứng suất gây lún ở đáy khối móng quy ước: σo gl = σtc tb - σo bt = 381.505 – 305.62 = 75.885 kN/m 2

- Chia lớp đất dưới đáy khối móng quy ước thành nhiều lớp có chiều dày hi = 0.5 m Tính ứng suất gây lún cho đến khi nào thỏa điều kiện σ n bt ≥ 5σ n gl (vị trí ngừng tính lún) với: bt bt i i 1  ihi

   : ứng suất gây lún tại đáy lớp thứ i koi:tra bảng phụ thuộc vào tỉ số qu qu

Bảng 8.5: Kết quả tính lún móng M1 Độ sâu

Vị trí Lqu/Bqu Z(m) Z/Bqu ko σibt σigl E σibt/ σigl

Hình 8.10: Biểu đồ tính lún móng M1

- Tại độ sâu cách đáy móng 2 m thì σn bt > 5σn gl

- Độ lún của nền được tính theo công thức:

S = 1.32 cm < [Sgh] = 8 cm  Thỏa điều kiện cho phép

8.2.5.4 Kiểm tra xuyên thủng

- Nhằm đảm bảo đài cọc chỉ có ứng suất nén thì chiều cao đài cọc phải thỏa điều kiện:

+ ho = 2.0 - 0.2 = 1.8 m (Trọng tâm cốt thép chịu kéo đến mép ngoài vùng bê tông chịu nén)

+ bm = 0.2 m (khoảng cách từ mép cọc ngoài cùng đến biên đài cọc) bc = 0.7 m (chiều rộng cột)

Hình 8.11: Tháp xuyên thủng đài cọc móng M1

Ta thấy các cọc đều nằm trong tháp xuyên thủng  Thỏa điều kiện xuyên thủng

8.2.5.5 Tính toán đài cọc bằng SAFE

- Độ cứng của cọc đơn có thể tính theo công thức: cdon k Q

+ Q: Tải trọng tác dụng lên cọc, Q = 1650 kN + Scdon: độ lún của cọc đơn

S 100AE+ D: đường kính cọc, D = 0.4 m + L: chiều dài cọc, L = 26.3 m

+ A: diện tích tiết diện ngang cọc, A = 0.4 2 = 0.16 m 2

+ E: modun đàn hồi vật liệu làm cọc, E = 32500 MPa

- Từ các thông số trên ta tính được Scdon = 1.235 cm  k = 133603 kN/m

- Ta tiến hành chia các dải trong SAFE để tìm giá trị Moment tính thép cho đài cọc

+ Chia thành các dải trên đầu cọc Có bề rộng dải b = 1.2m, riêng các dải biên có bề rộng b = 0.6 + 0.4 = 1m

- Gán các thông số và giải bài toán:

+ Chọn chiều dày đài hd =2 m

+ Phản lực đầu cọc từ SAFE

Hình 8.14: Phản lực đầu cọc móng M1 (Pmax)

Hình 8.15: Phản lực đầu cọc móng M1 (Pmin)

- Ứng với COMB18 ta có Pmax = 1163.415 kN < Qtk = 1650 kN (thỏa)

- Ứng với COMB7 ta có Pmin = 798.033 kN > 0  Cọc không bị nhổ

Phản lực đầu cọc Pmax, Pmin giữa kết quả xuất từ SAFE và tính thủ công là xấp xỉ bằng nhau (chênh lệch 0.847%) qua đó cho thấy có thể sử dụng SAFE để thiết kế đài cọc + SAFE (Pmax = 1163.415 kN), thủ công (Pmax = 1173.35 kN) ứng với COMB18 + SAFE (Pmin = 798.033 kN), thủ công (Pmin = 815.73 kN) ứng với COMB7

- Các dải moment tính toán:

Hình 8.16: Biểu đồ moment (COMMBAO Max) của dải theo phương X

Hình 8.17: Biểu đồ moment (COMMBAO Min) của dải theo phương X

Hình 8.18: Biểu đồ moment (COMMBAO Max) của dải theo phương Y

Hình 8.19: Biểu đồ moment (COMMBAO Min) của dải theo phương Y

- Tính thép cho đài móng

Bảng 8.6: Kết quả tính thép theo phương X

(mm) (mm) (kN.m) (mm 2 ) (mm 2 )

Bảng 8.7: Kết quả tính thép theo phương Y

(mm) (mm) (kN.m) (mm 2 ) (mm 2 )

8.2.6 Thiết kế móng cọc ép M2 (Point 149)

- Kích thước đài: Bđ × Lđ × Hđ = 3.2m × 3.2m × 2m

- Trọng lượng của đài: W = Bđ×Lđ×Hđ×γđ = 3.2×3.2×2×25 = 512 kN

Bảng 8.9: Phản lực đầu cọc móng M2 tính bằng thủ công

+ Ứng với COMB17 ta có Pmax = 1209.19 (kN) < Qtk = 1650(kN) => (Đạt)

- Tải trọng tiêu chuẩn tác dụng lên khối móng quy ước tt t t x c c c t y

Wqu = Lqu × Bqu × Zi × γi = 8.34 2 ×(2×9.6 +1.5×9.6 + 21.8×10.1+3×10.6) = 19863.7 kN

- Độ lệch tâm theo phương X: tc y x tc qu

- Độ lệch tâm theo phương Y: tc x y tc qu

+ Lớp đất cọc tỳ vào là lớp sét, trạng thái cứng có : c = 59.3 kN/m 2 γ ‘ II = 10.6 kN/m 3 (dung trọng đẩy nổi lớp đất tại mũi cọc) φ = 16 o 58 ’

- Chia lớp đất dưới đáy khối móng quy ước thành nhiều lớp có chiều dày hi = 0.5 m Tính ứng suất gây lún cho đến khi nào thỏa điều kiện σ n bt ≥ 5σ n gl (vị trí ngừng tính lún) với: bt bt i i 1  ihi

Bảng 8.10: Tính lún móng M2 Độ sâu

Vị trí Lqu/Bqu Z(m) Z/Bqu ko σibt σigl E σibt/ σigl

Hình 8.22: Biểu đồ tính lún móng M2

- Tại độ sâu cách đáy móng 4.5 m thì σn bt > 5σn gl

+ A: diện tích tiết diện ngang cọc, A = 0.4 2 = 0.16 m 2

Phản lực đầu cọc Pmax, Pmin giữa kết quả xuất từ SAFE và tính thủ công là xấp xỉ bằng nhau (chênh lệch 3.818%), qua đó cho thấy có thể sử dụng SAFE để thiết kế đài cọc + SAFE (Pmax = 1257.184 kN), thủ công (Pmax = 1209.19kN) ứng với COMB17 + SAFE (Pmin = 857.667 kN), thủ công (Pmin = 905.92 kN) ứng với COMB4

(mm) (mm) (kN.m) (mm 2 ) (mm 2 )

8.2.7 Thiết kế móng lõi thang (MLT)

 Trong mô hình khung bằng phần mềm chuyên dụng ETABS ta gán các vách của cả thang máy và thang bộ cùng một nhóm Pier (VLT) nhằm xác định giá trị các hợp lực cho các vách thang máy và thang bộ Xuất toàn bộ phản lực vách lõi thang qua EXCEL để tìm FZmax Lấy FZmax của COMB3 để tính toán (gần đúng) Chọn sơ bộ số lượng cọc dựa vào FZmax vừa tìm được

Bảng 8.13: Phản lực chân vách móng lõi thang

M3 (kN.m) HAM VLT COMB3 Bottom -124136 1.17 138.99 -36155 2167.72

- Tổng lực đứng tác dụng lên móng MLT: Ntt = 124136 kN

- Sơ bộ xác định số cọc như sau: tt coc tk

Hình 8.32: Bố trí cọc cho móng lõi thang

- Kích thước đài: Bđ × Lđ × Hđ = 11.6m × 14m × 2.5m

Qa nhóm = η×nc×Qtk = 0.627×120×1650 = 124146 kN > 124136 kN

 Xác định khối móng quy ước:

- Chiều dài đoạn mở rộng: tb x Lcoc tan

 Kiểm tra áp lực đáy khối móng quy ước:

- Tải trọng tiêu chuẩn tác dụng lên khối móng quy ước tt tc N

- Moment chống uốn của khối móng quy ước

- Chiều cao khối móng quy ước:

Diện tích khối móng quy ước: qu qu qu

- Khối lượng đất trong khối móng quy ước dưới đáy đài:

- Trọng lượng cọc: W c  n c bt A L c c 120 25 0.16 26.3 12624 kN    

- Trọng lượng của đài móng: W bt   bt h A d d 25 2.5 (14 11.6) 10150 kN    

- Trọng lượng đất bị bê tông chiếm chỗ:

- Trọng lượng khối móng quy ước: Wqu = Wd + Wc + Wbt - Wdc = 91766.16 kN

- Tải trọng quy về đáy khối móng quy ước: tc tc d qu

- Áp lực tiêu chuẩn ở đáy khối móng quy ước: tc tc tc qu y tc x max qu q

184 tc tc tc qu y tc x min qu q

 tc tb  ( tc max   tc mi n ) / 2607.9 kN / m 2

+ Lớp đất cọc tỳ vào là lớp sét, trạng thái cứng có : c = 59.3 kN/m 2 γ ‘ II = 10.6 kN/m 3 (dung trọng đẩy nổi lớp đất tại mũi cọc) φ = 16 o 58 ’

Như vậy nền đất dưới khối móng quy ước thỏa điểu kiện về ổn định

- 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 σ n bt ≥ 5σ n gl (vị trí ngừng tính lún) với: bt bt i i 1  ihi

Bảng 8.14: Tính lún móng lõi thang (MLT) Độ sâu

(m) Lqu/Bqu Z/Bqu ko σibt σigl E σibt/ σigl

Hình 8.33: Biểu đồ tính lún móng MLT

S = 7.75cm < [Sgh] = 8 cm  Thỏa điều kiện cho phép

Ta có tháp xuyên thủng bao trùm các đầu cọc vì vậy đài cọc đảm bảo xuyên thủng

S 100AE + D: đường kính cọc, D = 0.4 m + L: chiều dài cọc, L = 26.3 m + A: diện tích tiết diện ngang cọc, A = 0.4 2 = 0.16 m 2 + E: modun đàn hồi vật liệu làm cọc, E = 32500 MPa

+ Chọn chiều dày đài hd =2.5 m

Hình 8.36: Phản lực đầu cọc móng lõi thang MLT (Pmax)

Hình 8.37: Phản lực đầu cọc móng lõi thang MLT (Pmin)

Bảng 8.15: Kết quả cốt thép theo phương X

(mm) (mm) (kN.m) (mm 2 ) (mm 2 )

Bảng 8.16: Kết quả cốt thép theo phương Y

(mm) (mm) (kN.m) (mm 2 ) (mm 2 )

PHƯƠNG ÁN MÓNG CỌC KHOAN NHỒI

Hình 8.42: Mặt bằng bố trí móng (phương án cọc khoan nhồi)

 Sử dụng bê tông cấp độ bền B30

- Cường độ chịu nén tính toán: Rb = 17 Mpa

- Cường độ chịu kéo tính toán: Rbt = 1.2 Mpa

- Mô đun đàn hồi: Eb = 32500 Mpa

 Cốt thộp loại AI (đối với cốt thộp cú ỉ ≤ 10)

 Cốt thộp loại AIII (đối với cốt thộp cú ỉ >10)

8.3.2 Kích thước và chiều dài cọc

- Chọn sơ bộ chiều cao đài cọc: hđài = 2 m

- Chọn chiều sâu đặt móng: hmóng = 6.9 + 2 = 8.9 m

- Đỉnh cọc nằm ở cao trình – 8.2 m (so với mặt đất tự nhiên)

- Mũi cọc nằm ở cao trình -58.2m (so với mặt đất tự nhiên)

- Chiều dài đầu cọc đập vỡ 0.5m và 0.2m ngàm vào đài

- Chọn đường kính cọc D = 0.8 m, Lcọc = 50 – 0.7 = 49.3 m

- Diện tích tiết diện cọc Ap = (πD 2 )/4 = 0.503 m 2

8.3.3 Tính toán sức chịu tải

8.3.3.1 Theo chỉ tiêu cơ lý của đất nền (Phụ lục A.3 TCXD 205:1998)

- Theo chỉ tiêu cơ lý của đất nền (Phụ lục A.3 TCXD 205:1998)

+ m: hệ số điều kiện làm việc của cọc trong đất, lấy m = 1 theo phụ lục A.3 của TCXD 205:1998

+ mR, mf : các hệ số điều kiện làm việc của đất lần lượt ở mũi cọc và ở mặt bên cọc có kể đến ảnh hưởng của phương pháp hạ cọc đến sức chống tính toán của đất, xác định theo bảng A.3 TCXD 205:1998

+ Ap : Diện tích mũi cọc Ap = 0.503 m 2

+ u: chu vi tiết diện ngang của cọc, u = 2.513 m

+ li: chiều dày của lớp đất thứ i tiếp xúc với cọc

+ fsi: cường độ tính toán của lớp đất thứ i theo mặt xung quanh cọc

Hình 8.43: Sơ đồ tính fsi theo phụ lục A

Tra bảng A.2 phụ lục A TCXD 205 : 1998, ta có bảng sau:

Bảng 8.17: Kết quả sức chịu tải của cọc do ma sát hông theo phụ lục A

Lớp Độ sâu Ztb li mf Độ sệt fsi mffsili

- Sức chịu tải cực hạn do ma sát thành cọc s f si i

- qp : cường độ tính toán của đất ở mũi cọc : qp = 0.75× (’II DAk o +  ’I L Bk o)

+ Đất ở mũi cọc có  = 28 o 11 ’ ; ’II = 10.1 kN/m 3 i i '

- Sức chịu tải cực hạn do mũi cọc:

Qp = mR qp Ac = 1 × 2388.3 × 0.503 = 1201.3 kN

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

- Vậy sức chịu tải thiết kế theo phụ lục A là: tc a A

8.3.3.2 Theo chỉ tiêu cường độ đất nền (Phụ lục B TCXD 205:1998)

 Sức chịu tải cực hạn của cọc theo chỉ tiêu cường độ đất nền được xác định theo công thức sau (Theo Phụ Lục B TCXD 205 : 1998): u s p s s p p

 Sức chịu tải cho phép của cọc được tính theo công thức: s p a B s p

+ FSs: Hệ số an toàn cho thành phần ma sát bên (FSs = 1.5 ÷ 2.0)

+ FSp: Hệ số an toàn cho sức chống dưới mũi cọc (FSp = 2.0 ÷ 3.0)

Chọn: FSs = 2; FSp = 3 để tính toán

- Công thức tính ma sát bên tác dụng lên cọc được xác định:

+ Ca: Lực dính giữa thân cọc và đất Lấy Ca = 0.7C (Cọc BTCT)

+ C: Lực dính của đất (kN/m 2 )

+ φa: Góc ma sát giữa cọc và đất nền lấy φa = φ (Với cọc BTCT)

+ σ’h: Ứng suất hữu hiệu trong đất theo phương vuông góc với mặt bên cọc (kN/m 2 ) σ’h = Ks × σ’v với Ks = 1 - sin 

Bảng 8.18: Kết quả sức chịu tải của cọc do ma sát hông theo phụ lục B

  fsi fsili m m kN/m 3 kN/m 2 kN/m 2 kN/m 2 kN/m

- Ta được: Qs = uf l si i = 2.513 × 5459.6 = 13720 kN

+ li: chiều dài từng lớp đất mà cọc xuyên qua

+ Tính tại vị trí mũi cọc Mũi cọc đặt ở độ sâu -58.2 m so với mặt đất tự nhiên, nằm trong lớp thứ 4, dưới mực nước ngầm có:

8.3.3.3 Theo cường độ vật liệu làm cọc

R min 4.5 min 4.5 60 Kg / cm 6 MPa

+ Với R là mác bê tông thiết kế

+ Với cốt thép có d 28 mm thì: sc

R min 1.5 min 1.5 2200 Kg / cm 220 MPa

- Cốt thép trong cọc: theo quy phạm, hàm lượng cốt thép trong cọc khoan nhồi  0.4% Chọn 12ỉ25 cú diện tớch 5890.5 mm 2

- Vậy sức chịu tải của cọc:

Qtk = min  Qa-A; Qa-B; PVL = min  4276.7; 8535.3; 4313.91  = 4276.7 kN

8.3.4 Mô hình tổng thể đài cọc trong SAFE

- Sử dụng các dầm móng có kích thước 400×800 mm để liên kết các móng lại với nhau nhằm tăng độ cứng của toàn hệ

Hình 8.44: Mặt bằng bố trí hệ móng trong SAFE

8.3.5 Thiết kế móng cọc khoan nhồi M1 (Point 1)

Bảng 8.19: Phản lực chân cột móng M1

Hình 8.46: Mặt bằng bố trí cọc nhồi M1

- Kích thước đài: Bđ × Lđ × Hđ = 1.6m × 4m × 2m

- Trọng lượng của đài: W = Bđ×Lđ×Hđ×γđ = 1.6×4×2×25 = 320 kN

Bảng 8.20: Phản lực đầu cọc móng M1

- Độ lệch tâm theo phương X: tc y 4 x tc qu

- Độ lệch tâm theo phương Y: tc x 3 y tc qu

+ Lớp đất cọc tỳ vào là lớp cát pha, trạng thái dẻo có : c = 9.2 kN/m 2

206 γ ‘ II = 10.1 kN/m 3 (dung trọng đẩy nổi lớp đất tại mũi cọc) φ = 28 o 11 ’

- Chia lớp đất dưới đáy khối móng quy ước thành nhiều lớp có chiều dày hi.Tính ứng suất gây lún cho đến khi nào thỏa điều kiện σ n bt ≥ 5σ n gl (vị trí ngừng tính lún) với: bt bt i i 1  ihi

- Tại vị trí đáy khối móng quy ước có bt o gl o

→ Do đó khối móng gần như không bị lún

S 100AE + D: đường kính cọc, D = 0.8 m + L: chiều dài cọc, L = 49.3 m + A: diện tích tiết diện ngang cọc, A = 0.503 m 2 + E: modun đàn hồi vật liệu làm cọc, E = 32500 MPa

Phản lực đầu cọc Pmax, Pmin giữa kết quả xuất từ SAFE và tính thủ công là xấp xỉ bằng nhau (chênh lệch 2.15%), qua đó cho thấy có thể sử dụng SAFE để thiết kế đài cọc + SAFE (Pmax = 3818.067 kN), thủ công (Pmax = 3736.02 kN) ứng với COMB19 + SAFE (Pmin = 2750.088 kN), thủ công (Pmin = 2799.93 kN) ứng với COMB6

(mm) (mm) (kN.m) (mm 2 ) (mm 2 )

8.3.6 Thiết kế móng cọc khoan nhồi M2 (Point 5)

- Kích thước đài: Bđ × Lđ × Hđ = 4m × 4m × 2m

- Kiểm tra điều kiện độ sâu chôn đài với Hmax tt = 128.72 kN tt o m min d h h 0.7tg(45 ) 2H 1.06 m

- Trọng lượng của đài: W = Bđ×Lđ×Hđ×γđ = 4×4×2×25 = 800 kN

Bảng 8.24: Phản lực đầu cọc móng M2

Qa nhóm = η×nc×Qtk = 0.795×4×4300 = 13674 kN > 10958.8 kN

- Độ lệch tâm theo phương X: tc y 4 x tc qu

- Độ lệch tâm theo phương Y: tc x 3 y tc qu

+ Lớp đất cọc tỳ vào là lớp cát pha, trạng thái dẻo có : c = 9.2 kN/m 2 γ ‘ II = 10.1 kN/m 3 (dung trọng đẩy nổi lớp đất tại mũi cọc) φ = 28 o 11 ’

- Chia lớp đất dưới đáy khối móng quy ước thành nhiều lớp có chiều dày hi.Tính ứng suất gây lún cho đến khi nào thỏa điều kiện σ n bt ≥ 5σ n gl (vị trí ngừng tính lún) với: bt bt i i 1  ihi

- Tại vị trí đáy khối móng quy ước có bt o gl o

→ Do đó khối móng gần như không bị lún

+ bm = 0.4 m (khoảng cách từ mép cọc ngoài cùng đến biên đài cọc)

S 100AE + D: đường kính cọc, D = 0.8 m + L: chiều dài cọc, L = 49.3 m + A: diện tích tiết diện ngang cọc, A = 0.503 m 2 + E: modun đàn hồi vật liệu làm cọc, E = 32500 MPa

Phản lực đầu cọc Pmax, Pmin giữa kết quả xuất từ SAFE và tính thủ công là xấp xỉ bằng nhau, qua đó cho thấy có thể sử dụng SAFE để thiết kế đài cọc

+ SAFE (Pmax = 3287.506 kN), thủ công (Pmax = 2986.8 kN) ứng với COMB19 + SAFE (Pmin = 2136.562 kN), thủ công (Pmin = 2159.86 kN) ứng với COMB6

(mm) (mm) (kN.m) (mm 2 ) (mm 2 )

8.3.7 Thiết kế móng lõi thang (MLT)

 Trong mô hình khung bằng phần mềm chuyên dụng ETABS ta gán các vách của cả thang máy và thang bộ cùng một nhóm Pier (VLT) nhằm xác định giá trị các hợp lực cho các vách thang máy và thang bộ Xuất toàn bộ phản lực vách lõi thang qua EXCEL để tìm FZmax Lấy FZmax của COMB3 để tính toán (gần đúng) Chọn sơ bộ số lượng cọc dựa vào FZmax vừa tìm được

Bảng 8.27: Phản lực chân vách móng lõi thang

M3 (kN.m) HAM VLT COMB3 Bottom -124136 1.17 138.99 -36155 2167.72

- Tổng lực đứng tác dụng lên móng MLT: Ntt = 124136 kN

- Sơ bộ xác định số cọc như sau: tt coc tk

Hình 8.66: Mặt bằng bố trí cọc nhồi móng lõi thang (MLT)

- Kích thước đài: Bđ × Lđ × Hđ = 13.6m × 16m × 2.5m

 Kiểm tra áp lực đáy khối móng quy ước:

- Tải trọng tiêu chuẩn tác dụng lên khối móng quy ước tt tc N

- Moment chống uốn của khối móng quy ước

- Chiều cao khối móng quy ước:

Diện tích khối móng quy ước:

- Khối lượng đất trong khối móng quy ước dưới đáy đài:

- Trọng lượng cọc: W c  n c bt A L c c 42 25 0.503 49.3   26038 kN

- Trọng lượng của đài móng: W bt   bt h A d d 25 2.5 (16 13.6) 13600 kN    

- Trọng lượng đất bị bê tông chiếm chỗ:

- Trọng lượng khối móng quy ước: Wqu = Wd + Wc + Wbt - Wdc = 330566.28 kN

- Tải trọng quy về đáy khối móng quy ước: tc tc d qu

- Áp lực tiêu chuẩn ở đáy khối móng quy ước: tc tc tc qu y tc x max qu qu x y

 tc tc tc qu y tc x min qu qu x y

 tc tb  ( tc max   tc min ) / 2709.615 kN / m 2

+ Lớp đất cọc tỳ vào là lớp cát pha, trạng thái dẻo có : c = 9.2 kN/m 2 γ ‘ II = 10.1 kN/m 3 (dung trọng đẩy nổi lớp đất tại mũi cọc)

Như vậy nền đất dưới khối móng quy ước thỏa điểu kiện về ổn định

- Chia lớp đất dưới đáy khối móng quy ước thành nhiều lớp có chiều dày hi = 2 m Tính ứng suất gây lún cho đến khi nào thỏa điều kiện σ n bt ≥ 5σ n gl (vị trí ngừng tính lún) với: bt bt i i 1  ihi

Bảng 8.28: Tính lún móng lõi thang (MLT) Độ sâu

(m) Lqu/Bqu Z/Bqu ko σibt σigl E σibt/ σigl

Hình 8.67: Biểu đồ tính lún móng MLT

Ta có tháp xuyên thủng bao trùm các đầu cọc vì vậy đài cọc đảm bảo xuyên thủng

+ A: diện tích tiết diện ngang cọc, A = 0.503 m 2

+ Chọn chiều dày đài hd =2.5 m

Hình 8.70: Phản lực đầu cọc móng MLT (Pmax)

Hình 8.71: Phản lực đầu cọc móng MLT (Pmin)

+ Theo phương X: (Mmax = 8353.4766 kN.m/2.4m; Mmin = - 897.3162 kN.m/2m)

+ Theo phương Y: (Mmax = 12899.6533 kN.m/2.4m; Mmin = - 559.5418 kN.m/2m)

(mm) (mm) (kN.m) (mm 2 ) (mm 2 )

SO SÁNH PHƯƠNG ÁN MÓNG

- Để có thể chọn ra một phương án móng hợp lý nhất phải có kể đến ảnh hưởng của nhiều yếu tố Tuy nhiên, do thời gian có hạn nên, trong đồ án này xin so sánh dựa trên chỉ tiêu khối lượng vật liệu chủ yếu của móng là: bê tông và chỉ tiêu về thi công để chọn ra phương án hợp lý nhất

8.4.1 Chỉ tiêu về khối lượng vật liệu (bê tông)

Bảng 8.31: Kết quả khối lượng bê tông của hai phương án móng

TÊN MÓNG PHƯƠNG ÁN CỌC ÉP PHƯƠNG ÁN CỌC KHOAN NHỒI

 Nhận xét: Qua kết quả bảng 8.31, thấy rằng khối lượng bê tông của phương án cọc ép nhỏ hơn phương án cọc khoan nhồi một cách đáng kể Nếu chỉ dựa trên chỉ tiêu này, phương án cọc khoan ép có thể là một phương án kinh tế

8.4.2 Chỉ tiêu về thi công

 Đối với phương án cọc ép

+ Giá thành rẻ, phương án thi công đơn giản

+ Dễ kiểm tra chất lượng của từng đoạn cọc được thử dưới lực ép, xác định được sức chịu tải của cọc ép qua lực ép cuối cùng

+ Kích thước và sức chịu tải của cọc bị hạn chế do tiết diện cọc, chiều dài cọc

+ Cọc ép thi công đơn giản nhưng thường hay gặp sự cố trong quá trình thi công do gặp phải đá ngầm, không thể ép qua các lớp đất cứng hay tầng cát lớn

 Đối với phương án cọc khoan nhồi

+ Phương pháp thi công cọc khoan nhồi cho phép Pvl xấp xỉ Pđn, từ đó ta có thể tận dụng hết khả năng chịu lực của bê tông

+ Cọc khoan nhồi là có thể đạt đến chiều sâu hàng trăm mét (không hạn chế như cọc ép), do đó phát huy được triệt để đường kính cọc và chiều dài cọc Có khả năng tiếp thu tải trọng lớn Có khả năng xuyên qua các lớp đất cứng Đường kính cọc lớn làm tăng độ cứng ngang của công trình

+ Cọc nhồi khắc phục được các nhược điểm như tiếng ồn, chấn động ảnh hưởng đến công trình xung quanh; Chịu được tải trọng lớn ít làm rung động nền đất, mặt khác công trình có chiều cao khá lớn (trên 70m) nên nó cũng giúp cho công trình giữ ổn định rất tốt

+ Giá thành cọc khoan nhồi thời gian gần đây cũng đã giảm đáng kể do máy móc thiết bị thi công ngày càng phổ biến

+ Công nghệ thi công cọc đòi hỏi kỹ thuật cao, các chuyên gia có kinh nghiệm

+ Biện pháp kiểm tra chất lượng bêtông cọc thường phức tạp, tốn kém

+ Ma sát bên thân cọc có phần giảm đi đáng kể so với cọc đóng và cọc ép do công nghệ khoan tạo lỗ

+ Khi thi công công trình kém sạch sẽ khô ráo

Qua khảo sát hai chỉ tiêu nêu trên, nếu xét đến tính tổng thể của bài toán chi phí kết hợp với những giải pháp kỹ thuật gặp phải của từng phương án, kết luận cuối cùng được đưa ra là:

PHƯƠNG ÁN CỌC KHOAN NHỒI

Tiêu đề	Cao Ốc Văn Phòng Đông Dương
Tác giả	Trần Đức Minh
Người hướng dẫn	Th.S Nguyễn Tổng
Trường học	Trường Đại Học Sư Phạm Kỹ Thuật Thành Phố Hồ Chí Minh
Chuyên ngành	Xây Dựng & Cơ Học Ứng Dụng
Thể loại	Đồ Án Tốt Nghiệp
Năm xuất bản	2015
Thành phố	Tp. Hồ Chí Minh

Định dạng
Số trang	238
Dung lượng	7,15 MB