Cao ốc văn phòng Tây Nam

Chương 2, 3 và 4 trình bày tính toán, thiết kế và kiểm tra theo trạng thái giới hạn I và II cho sàn tầng điển hình với phương án sàn phẳng BTCT thường và sàn BTCT dự ứng lực, cầu thang v

TỔNG QUAN KIẾN TRÚC VÀ KẾT CẤU

GIỚI THIỆU CÔNG TRÌNH

1.1.1 Mục đích xây dựng công trình

Một đất nước muốn phát triển một cách mạnh mẽ trong tất cả các lĩnh vực kinh tế xã hội, trước hết cần phải có một cơ sở hạ tầng vững chắc, tạo điều kiện tốt và thuận lợi nhất cho nhu cầu sinh sống và làm việc của người dân Đối với nước ta, là một nước đang từng bước phát triển và ngày càng khẳng định vị thế trong khu vực và cả quốc tế Để làm tốt mục tiêu đó, điều đầu tiên chúng ta cần phải ngày càng cải thiện nhu cầu an sinh xã hội và không gian cũng như là điều kiện làm việc cho người dân Mà trong đó nhu cầu về nơi làm việc là một trong những nhu cầu cấp thiết hàng đầu

Trước thực trạng dân số phát triển nhanh nên nhu cầu mua đất xây dựng nhà ngày càng nhiều trong khi đó quỹ đất của Thành phố thì có hạn, chính vì vậy mà giá đất ngày càng leo thang khiến cho nhiều người dân cũng như chủ các doanh nghiệp không đủ khả năng mua đất xây dựng cho từng mục đích Để giải quyết vấn đề cấp thiết này thì giải pháp xây dựng các tòa nhà với đầy đủ chức năng: vui chơi giải trí, văn phòng,… cần được phát triển và quy hoạch hợp lý nhất

Bên cạnh đó, cùng với sự đi lên của nền kinh tế của Thành phố và tình hình đầu tư của nước ngoài vào thị trường ngày càng rộng mở, đã mở ra một triển vọng thật nhiều hứa hẹn đối với việc đầu tư xây dựng các cao ốc dùng làm văn phòng làm việc, các khách sạn cao tầng,… với chất lượng cao nhằm đáp ứng nhu cầu sinh hoạt ngày càng cao của mọi người dân

Có thể nói sự xuất hiện ngày càng nhiều các cao ốc trong Thành phố không những đáp ứng được nhu cầu cấp bách về cơ sở hạ tầng mà còn góp phần tích cực vào việc tạo nên một bộ mặt mới cho Thành phố, đồng thời cũng là cơ hội tạo nên nhiều việc làm cho người dân

Hơn nữa, đối với ngành xây dựng nói riêng, sự xuất hiện của các nhà cao tầng cũng đã góp phần tích cực vào việc phát triển ngành xây dựng thông qua việc tiếp thu và áp dụng các kỹ thuật hiện đại, công nghệ mới trong tính toán, thi công và xử lý thực tế, các phương pháp thi công hiện đại của nước ngoài… Chính vì thế, công trình Cao ốc văn phòng Tây Nam được thiết kế và xây dựng nhằm góp phần giải quyết các mục tiêu trên Đây là một tòa nhà cao tầng hiện đại, đầy đủ tiện nghi, cảnh quan đẹp… thích hợp cho giải trí và làm việc, một cao ốc cao tầng được thiết kế và thi công xây dựng với chất lượng cao, đầy đủ tiện nghi để phục vụ cho nhu cầu làm việc của mọi người

1.1.2 Vị trí và đặc điểm công trình

1.1.2.1 Vị trí công trình Địa chỉ: 253 Hoàng Văn Thụ, Phường 02, Quận Tân Bình, Thành phố Hồ Chí Minh

Trung tâm thương mại và văn phòng Tây Nam được xây dựng trên khu đất rộng 2915.8 m 2 với tổng kinh phí đầu tư trên 200 tỷ đồng, 3 tầng hầm để xe,

20 tầng nổi, tổng diện tích xây dựng 2704.5 m 2 , được đưa vào khai thác giữa năm 2017 CAO ỐC VĂN PHÒNG TÂY NAM tạo nên một dấu ấn với cách thiết kế mới, hiện đại, tại khu vực thuê có tầm nhìn ra các hướng với nhiều cây xanh, vị trí đắc địa quận Tân Bình, đối diện công viên Hoàng Văn Thụ

Hình 1 1 Vị trí công trình trên Google Maps

Cao ốc Tây Nam được trang bị các thiết bị hiện đại:

- Hội trường (từ 39 – 136 chỗ ngồi)

- Café và quán ăn tầng thượng

Cao ốc Tây Nam dễ dàng di chuyển tới các vị trí:

- 2 phút tới sân vận động quân khu 7

- Đối diện công viên Hoàng Văn Thụ, gần công viên Gia Định

- 3 phút tới Nhà hát Quân Đội

- 7 phút tới trung tâm thương mại Parkson

- 7 phút tới sân bay Tân Sơn Nhất

Thành phố Hồ Chí Minh nằm trong vùng nhiệt đới gió mùa cận xích đạo Cũng như các tỉnh ở Nam bộ, đặc điểm chung của khí hậu – thời tiết TP.HCM là nhiệt độ cao đều trong năm và có hai mùa mưa – khô rõ ràng làm tác động chi phối môi trường cảnh quan sâu sắc Mùa mưa từ tháng 5 đến tháng 11, mùa khô từ tháng 12 đến tháng 4 năm sau Theo tài liệu quan trắc nhiều năm của trạm Tân Sơn Nhất, qua các yếu tố khí tượng chủ yếu; cho thấy những đặc trưng khí hậu Thành Phố Hồ Chí Minh như sau:

- Lượng bức xạ dồi dào, trung bình khoảng 140 Kcal/cm 2 /năm Số giờ nắng trung bình/tháng 160 – 270 giờ Nhiệt độ không khí trung bình 27 0 C

- Lượng mưa cao, bình quân/năm 1949 mm

- Ðộ ẩm tương đối của không khí bình quân/năm 79.5%

- Về gió, Thành phố Hồ Chí Minh chịu ảnh hưởng bởi hai hướng gió chính và chủ yếu là gió mùa Tây – Tây Nam và Bắc – Ðông Bắc Gió Tây – Tây Nam từ Ấn Ðộ Dương thổi vào trong mùa mưa, khoảng từ tháng 6 đến tháng 10, tốc độ trung bình 3.6m/s và gió thổi mạnh nhất vào tháng 8, tốc độ trung bình 4.5 m/s Gió Bắc – Ðông Bắc từ biển Đông thổi vào trong mùa khô, khoảng từ tháng 11 đến tháng 2, tốc độ trung bình 2.4 m/s Ngoài ra có gió tín phong, hướng Nam – Ðông Nam, khoảng từ tháng 3 đến tháng 5 tốc độ trung bình 3.7 m/s Về cơ bản TPHCM thuộc vùng không có gió bão Năm 1997, do biến động bởi hiện tượng El-Nino gây nên cơn bão số 5, chỉ một phần huyện Cần Giờ bị ảnh hưởng ở mức độ nhẹ

Theo Thông tư số 03/2016/TT-BXD ngày 10 tháng 03 năm 2016 của Bộ Xây Dựng – Cao ốc văn phòng Tây Nam thuộc công trình dân dụng cấp II: có tổng diện tích sàn từ 10.000m2 đến dưới 15.000m2 hay có chiều cao từ 20 đến 29 tầng

Hình 1 2 Mặt đứng công trình

Công trình có 3 tầng hầm

Hình 1 3 Mặt bằng tầng Hầm 03

Công trình có: 20 tầng và 1 tầng mái

Hình 1 10 Mặt bằng các tầng điển hình 05 – 20F

Hình 1 11 Mặt bằng tầng mái

Bảng 1 1 Cao độ công trình

Chiều cao tầng (m) Cao độ (m) Chiều cao tầng (m) Cao độ (m)

- Chiều cao công trình là 76.00m (tính từ cao độ 0.000m, chưa kể tầng hầm)

- Diện tích xây dựng của công trình là 52.98 27.7 1467.55( = m 2 )

Tầng hầm (03B – 01B): Bố trí nhà xe

Tầng 01F đến tầng 04F: Khu trưng bày, hội trường, café, ngân hàng

Tầng 05F đến tầng 20F: Văn phòng

Tầng mái: Café sân thượng, quầy bar rooftop

CÁC GIẢI PHÁP KIẾN TRÚC CỦA CÔNG TRÌNH

Mặt bằng có dạng tứ giác không đều với diện tích của toàn bộ khu đất xấp xỉ

1500 m2 Tầng hầm nằm ở cốt cao độ -10.800m, được bố trí 5 ram dốc từ mặt đất đến tầng 03Base

Công năng công trình chính là cho thuê căn hộ nên tầng hầm diện tích phần lớn dùng cho việc để xe đi lại, bố trí các hộp gain hợp lý và tạo không gian thoáng nhất có thể cho tầng hầm Hệ thống cầu thang bộ và thang máy bố trí ngay vị trí vào tầng hầm làm cho người sử dụng có thể nhìn thấy ngay lúc vào phục vụ việc đi lại Đồng thời việc bố trí hệ thống PCCC cũng dễ dàng nhìn thấy

Tầng 01F, 04F và mái là những tầng dịch vụ, được trang trí đẹp mắt với việc: cột ốp inox, quầy tiếp tân với background là hoa, cửa hàng và các công năng dịch vụ tiện ích đi kèm tạo khu sinh hoạt chung cho toàn cao ốc

Tầng 05F đến 20F là khu cho thuê văn phòng nên ta sẽ có gắng tạo không gian thoáng nhất có thể cho nhu cầu sử dụng

Công trình có hình khối kiến trúc hiện đại phù hợp với tính chất một cao ốc cao cấp Với những nét ngang và thẳng đứng tạo nên sự bề thế vững vàng cho công trình, hơn nữa kết hợp với việc sử dụng các vật liệu mới cho mặt đứng công trình như kính Low-E cùng với những mảng kiếng dày màu xanh tạo vẻ sang trọng cho một công trình kiến trúc

Sử dụng, khai thác triệt để nét hiện đại với kính lớn bao che cho toàn công trình Mái sử dụng vật liệu thép hình để tạo những đường lưới phá cách cùng với sự tiện lợi của hệ thống che nắng, mưa tự động sẽ tạo cho công trình thành 1 bầu trời tỏa sáng khi về đêm

Hệ kết cấu công trình là hệ BTCT toàn khối

Hệ sàn phẳng không dầm cho lõi từ tầng 05F đến 20F và dầm biên cho tầng 01F đến 04F

Cầu thang và ram dốc bằng BTCT toàn khối

Bể chứa nước chính của công trình bằng bê tông cốt thép được đặt ở tầng hầm 01B Bể dùng để trữ nước, từ đó cấp nước cho việc sử dụng của toàn bộ các tầng và việc cứu hỏa

Phương pháp móng: sinh viên làm 2 phương pháp: cọc ly tâm ứng suất trước để từ đó đưa ra giải pháp hiệu quả nhất cho công trình và cọc khoan nhồi

GIẢI PHÁP KỸ THUẬT KHÁC

Công trình sử dụng điện được cung cấp 2 nguồn: lưới điện T.p Hồ Chí Minh và máy phát điện có công suất 150 kVA (kèm theo 1 máy biến áp tất cả được đặt dưới tầng hầm để tránh gây ra tiếng ồn và độ rung ảnh hưởng đến sinh hoạt) Toàn bộ đường dây điện đi ngầm (được tiến hành lắp đặt động thời với lúc thi công) Hệ thống cấp điện chính được đi trong hộp kỹ thuật luồn trong gen điện và đặt ngầm trong tường và sàn, đảm bảo không đi qua khu vực ẩm ướt và tạo điều kiện dễ dàng khi cần sửa chữa Ở mỗi tầng đều lắp đặt hệ thống điện an toàn: hệ thống ngắt điện tự động từ 1A

80A được bố trí theo tầng và theo khu vực (đảm bảo an toàn phòng chống cháy nổ)

Mạng điện trong công trình được thiết kế với những tiêu chí như sau:

➢ An toàn : không đi qua khu vực ẩm ướt như khu vệ sinh

➢ Dể dàng sửa chữa khi có hư hỏng cũng như dể kiểm soát và cắt điện khi có sự cố

Mỗi khu vực thuê được cung cấp 1 bảng phân phối điện Đèn thoát hiểm và chiếu sáng trong trường hợp khẩn cấp được lắp đặt theo yêu cầu của cơ quan có thẩm quyền

Công trình sử dụng nguồn nước được lấy từ hệ thống cấp nước Tp.Hồ Chí Minh đưa vào bể chứa ngầm sau đó bơm lên bể nước mái, từ đây sẽ phân xuống các tầng của công trình theo các đường ống nước chính Hệ thống bơm nước cho công trình được thiết kế tự động hoàn toàn để đảm bảo nước trong bể mái luôn đủ để cung cấp cho sinh hoạt và cứu hỏa

Các đường ống qua các tầng luôn được bọc trong các ren nước Hệ thống cấp nước đi ngầm trong các hộp kỹ thuật Các đường ống cứu hỏa chính luôn được bố trí ở mỗi tầng dọc theo khu vực giao thông và trên trần nhà

Nước mưa trên mái sẽ thoát theo các lỗ nước chảy vào các ống thoát nước mưa có đường kính ∅ 0 mm đi xuống dưới Riêng hệ thống thoát nước thải được bố trí đường ống riêng Nước thải từ các buồng vệ sinh có riêng hệ thống dẫn để đưa nước vào bể xử lý nước thải sau đó mới đưa vào hệ thống nước thải chung

1.3.4 Hệ thống thông gió Ở các tầng có cửa sổ thông thoáng tự nhiên Bên cạnh đó, các công trình còn có các khoảng trống thông tầng nhằm tạo sự thông thoáng thêm cho tòa nhà Hệ thống máy điều hòa được cung cấp cho tất cả các tầng Họng thông gió dọc cầu thang bộ, sảnh

12 thang máy Sử dụng quạt hút để thoát hơi cho tất cả các khu vệ sinh và ống gen được dẫn lên mái

Các tầng đều được chiếu sáng tự nhiên thông qua các cửa kính bố trí bên ngoài và các giếng trời trong công trình Ngoài ra, hệ thống chiếu sáng nhân tạo cũng được bố trí sao cho có thể cung cấp ánh sáng đến những nơi cần thiết

1.3.6 Hệ thống phòng cháy chữa cháy

Hệ thống báo cháy được lắp đặt mỗi khu vực cho thuê Các bình cứu hỏa được trang bị đầy đủ và được bố trí ở hành lang, cầu thang….theo sự hướng dẫn của ban phòng cháy chữa cháy của thành phố Hồ Chí Minh

Bố trí hệ thống cứu hỏa gồm các họng cứu hỏa tại các lối đi, các sảnh… với khoảng cách tối đa theo đúng tiêu chuẩn TCVN 2622:1995

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

Rác thải được tập trung ở các tầng thông qua kho thoát rác bố trí ở các tầng, chứa gian rác được bố trí ở tầng hầm và sẽ có bộ phận để đưa rác thải ra ngoài Gian rác được thiết kế kín đáo và xử lý kỹ lưỡng để tránh tình trạng bốc mùi gây ô nhiễm môi trường

LỰA CHỌN GIẢI PHÁP KẾT CẤU

1.4.1 Giải pháp kết cấu theo phương đứng

Hệ kết cấu chịu lực thẳng đứng có vai trò quan trọng đối với kết cấu nhà nhiều tầng bởi vì:

✓ Chịu tải trọng của dầm sàn truyền xuống móng và xuống nền đất

✓ Chịu tải trọng ngang của gió và áp lực đất lên công trình

✓ Liên kết với dầm sàn tạo thành hệ khung cứng, giữ ổn định tổng thể cho công trình, hạn chế dao động và chuyển vị đỉnh của công trình

Hệ kết cấu chịu lực theo phương đứng bao gồm các loại sau:

✓ Hệ kết cấu cơ bản: Kết cấu khung, kết cấu tường chịu lực, kết cấu lõi cứng, kết cấu ống

✓ Hệ kết cấu hỗn hợp: Kết cấu khung-giằng, kết cấu khung-vách, kết cấu ống lõi và kết cấu ống tổ hợp

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

Mỗi loại kết cấu đều có những ưu điểm, nhược điểm riêng, phù hợp với từng công trình có quy mô và yêu cầu thiết kế khác nhau Do đó, việc lựa chọn giải

13 pháp kết cấu phải được cân nhắc kỹ lưỡng, phù hợp với từng công trình cụ thể, đảm bảo hiệu quả kinh tế - kỹ thuật

Hệ kết cấu khung có ưu điểm là có khả năng tạo ra những không gian lớn, linh hoạt, có sơ đồ làm việc rõ ràng Tuy nhiên, hệ kết cấu này có khả năng chịu tải trọng ngang kém (khi công trình có chiều cao lớn, hay nằm trong vùng có cấp động đất lớn) Hệ kết cấu này được sử dụng tốt cho công trình có chiều cao đến

15 tầng đối với công trình nằm trong vùng tính toán chống động đất cấp 7, 10 -

12 tầng cho công trình nằm trong vùng tính toán chống động đất cấp 8, và không nên áp dụng cho công trình nằm trong vùng tính toán chống động đất cấp 9

Hệ kết cấu khung – vách, khung – lõi chiếm ưu thế trong thiết kế nhà cao tầng do khả năng chịu tải trong ngang khá tốt Tuy nhiên, hệ kết cấu này đòi hỏi tiêu tốn vật liệu nhiều hơn và thi công phức tạp hơn đối với công trình sử dụng hệ khung

Hệ kết cấu ống tổ hợp thích hợp cho công trình siêu cao tầng do khả năng làm việc đồng đều của kết cấu và chống chịu tải trọng ngang rất lớn

Tuỳ thuộc vào yêu cầu kiến trúc, quy mô công trình, tính khả thi và khả năng đảm bảo ổn định của công trình mà có lựa chọn phù hợp cho hệ kết cấu chịu lực theo phương đứng

 Lựa chọn kết cấu cho công trình Cao ốc văn phòng Tây Nam

Căn cứ vào quy mô công trình ( 20 tầng nổi + 03 hầm), sinh viên sử dụng hệ chịu lực khung – vách lõi (khung chịu tải trọng đứng và vách lõi vừa chịu tải trọng đứng vừa chịu tải trọng ngang cũng như các tác động khác đồng thời làm tăng độ cứng của công trình) làm hệ kết cấu chịu lực chính cho công trình Dưới tác dụng của tải trọng ngang (tải trọng đặc trưng cho nhà cao tầng) khung chịu cắt là chủ yếu tức là chuyển vị tương đối của các tầng là nhỏ Trong khi đó lõi chịu uốn là chủ yếu tức là chuyển vị tương đối của các tầng trên lớn hơn của các tầng dưới Điều này khiến cho chuyển vị của cả công trình giảm đi khi chúng làm việc cùng nhau

1.4.2 Giải pháp kết cấu theo phương ngang

Việc lựa chọn giải pháp kết cấu sàn hợp lý là việc làm rất quan trọng, quyết định tính kinh tế của công trình Theo thống kê thì khối lượng bê tông sàn có thể chiếm 30–40% khối lượng bê tông của công trình và trọng lượng bê tông sàn trở thành một loại tải trọng (tĩnh tải) chính Công trình càng cao tải trọng này tích lũy xuống các cột tầng dưới và móng càng lớn, làm tăng chi phí móng, cột, tăng tải trọng ngang do động đất Vì vậy cần ưu tiên giải pháp sàn nhẹ để giảm tải trọng thẳng đứng

→ Lựa chọn 1 trong 2 giải pháp kết cấu: sàn phẳng bê tông cốt thép thường và sàn bê tông cốt thép dự ứng lực trước cho Cao ốc văn phòng Tây Nam

TÍNH TOÁN – THIẾT KẾ SÀN ĐIỂN HÌNH

CÁC PHƯƠNG ÁN SÀN

- Căn cư theo tiêu chuẩn TCVN 2737:1995

- Căn cứ theo tiêu chuẩn TCVN 5574:2012

- Cataloge vật liệu sử dụng trong công trình

- Theo yêu cầu và công năng sử dụng mà chủ đầu tư đưa ra

- Việc tính toán sàn điển hình được tính toán với 2 phương án sàn: sàn phẳng bê tông cốt thép và sàn bê tông cốt thép dự ứng lực trước.

TÍNH SÀN ĐIỂN HÌNH (SÀN PHẲNG BÊ TÔNG CỐT THÉP)

- Tĩnh tải sàn bao gồm trọng lượng bản thân các kết cấu sàn, dầm, cột, … trọng lượng tường xây, trọng lượng các lớp hoàn thiện sàn…

Bảng 2 1.Tĩnh tải cấu tạo các ô sàn (trừ nhà vệ sinh)

STT Các lớp cấu tạo Chiều dày Trọng lượng riêng

Tải trọng tính toán mm kN/m³ (kN/m²) (kN/m²)

Tải trọng tiêu chuẩn với hệ số vượt tải trung bình n = 1.2 1.13 1.2 1.36

Bảng 2 2 Tĩnh tải ô sàn nhà vệ sinh

STT Các lớp cấu tạo Chiều dày Trọng lượng riêng

Tải trọng tính toán mm kN/m³ (kN/m²) (kN/m²)

2 Lớp vữa lót tạo dốc 40 18 0.72 1.3 0.94

Tải trọng tiêu chuẩn với hệ số vượt tải trung bình n = 1.2 1.74 1.2 2.09

- Tĩnh tải tường xây và bao che

• Tĩnh tải tường 200mm, ta có g = 3.3 3.6 11.88(  = kN m / )

• Tĩnh tải kính cường lực bao che: Vì chiều cao trung bình mỗi tầng là 3.6m nên theo Công ty TNHH Thất Bùi Phát, kích thước lớn nhất cho 1 tấm kính dày 15 mm là 2400 6500 (  mm ) nặng 37.5kG m/ 2 Vậy tĩnh tải kính là 37.5 10 − 23.6 1.35(= kN m/ )

Bảng 2 3 Hoạt tải các ô bản

Chức năng các phòng của công trình

Hoạt tải toàn phần tiêu chuẩn

Hoạt tải dài hạn tiêu chuẩn

Hoạt tải ngắn hạn tiêu chuẩn

Hoạt tải toàn phần tính toán kN/m 2 kN/m 2 kN/m 2 n kN/m 2

Sảnh, hành lang, cầu thang 3 1 2 1.2 3.6

Văn phòng, phòng ngủ, phòng khách, phòng ăn, vệ sinh 2 1 1 1.2 2.4

Khu trưng bày, phòng họp 5 1.8 3.2 1.2 6

2.2.2.1 Chọn sơ bộ chiều dày bản sàn

Các ô bản có chiều dài khác nhau nên ta chọn ô bản có kích thước lớn nhất (G3H) để tính toán chọn chiều dày sàn Chiều dày các bản sàn phẳng không có ứng lực trước theo công thức kinh nghiệm:

• hb : chiều dày bản sàn

• l2, l1 : nhịp nội của bản (khoảng cách giữa 2 mép cột) theo phương dài và phương ngắn

• q : tải trọng toàn phần (kN/m2) bao gồm hoạt tải và trọng lượng bản thân (được tính toán trong phần 2.3)

• k1 : hệ số xác định như sau: k1 = 1.0 đối với ô bản nằm giữa k1 = 1.3 đối với ô bản nằm ngoài và có dầm bo k1 = 1.6 đối với ô bản nằm ngoài và không có dầm bo

2.2.2.2 Chọn sơ bộ tiết diện vách

Chiều dày vách tối thiểu chọn theo TCXDVN 198:1997, ta có:

2.2.2.3 Chọn sơ bộ tải cầu thang

Tại phân bố đều trên dầm: 7.98 6.5 25.935( / )

2.2.2.4 Chọn sơ bộ tiết diện dầm

Bảng 2 4 Sơ bộ tiết diện cột

STT Tên dầm Kích thước nhịp

Bề rộng dầm b b chọn Tiết diện chọn L/12 L/16 0.25h 0.5h mm mm mm mm mm mm mm

2.2.2.5 Chọn sơ bộ tiết diện cột

Bảng 2 5 Sơ bộ tiết diện cột

Tên tầng Diện tích truyền tải Tải trọng sơ bộ

Y m m m² kN/m² kN cm² cm x cm cm² cm cm cm

Sử dụng phần mềm SAFE Version 2016 để mô hình, phân tích chuyển vị đứng sàn, nội lực sàn và tính thép

Hình 2 1 Mô hình sàn tầng điển hình – SAFE

Hình 2 2 Mô hình sàn tầng điển hình – View 3D – SAFE

2.2.3.1 Khai báo các trường hợp tải

Nội lực sau khi phân tích mô hình

Hình 2 5 Mô hình theo phương X (M11)

Hình 2 6 Mô hình theo phương Y (M22)

2.2.3.3 Chia dãy thiết kế (Design Strip)

Chia dãy Strip với bề rộng dãy

Bảng 2 6 Chia dãy thiết kế (Design Strip)

Phương Tên dãy Strip Vị trí Bề rộng dãy (m)

Hình 2 7 Chia dãy theo phương X

Hình 2 8 Chia dãy theo phương Y

Hình 2 9 Momen dãy Strip theo phương X

Hình 2 10 Momen dãy Strip theo phương Y

2.2.4 Tính toán cốt thép sàn

Cốt thép được tính toán cốt đơn, sử dụng các công thức tính toán:

• Chia dãy Strip thành 1m để tính toán

• Kiểm tra hàm lượng cốt thép sàn s min

(m) (KNm) (cm) (cm) (cm) (cm 2 ) Bố trí (cm 2 )

CSB3 8.2 Comb1 -106.36 100 25 3 0.154 0.916 13.833 Φ14 a200 + Φ14 a200 15.394 Đạt CSB6 16.35 Comb1 -81.28 100 25 3 0.118 0.937 10.331 Φ16 a150 + 13.404 Đạt

(m) (KNm) (cm) (cm) (cm) (cm 2 ) Bố trí (cm 2 )

2.2.5 Kiểm tra theo trạng thái giới hạn II

2.2.5.1 Khai báo tổ hợp Độ võng

Khi tính toán võng cho các cấu kiện chịu uốn (sàn) các công trình cần chú ý:

• Tổ hợp tải trọng theo TTGH II (tải trọng tiêu chuẩn)

• Sự xuất hiện của vết nứt trong bêtông khi chịu lực sẽ làm giảm độ cứng của tiết diện và làm tăng độ võng cho cấu kiện

• Sự làm việc dài hạn của kết cấu BTCT, cần xét tới các yếu tố từ do biến và co ngót cũng như tác dụng dài hạn của các loại tải trọng Theo TCVN 5574:2012, độ võng toàn phần f được xác định theo công thức như: f = f1 – f2 + f3

• f1: độ võng do tác dụng ngắn hạn (Shortterm) của toàn bộ tải trọng (DL+SDL+WL+LL1 +LL2) gây ra

• f2: độ võng do tác dụng ngắn hạn (Shortterm) của tải trọng dài hạn (DL+SDL+WL+ ψ LL1 + ψ LL2) gây ra

• f3: độ võng do tác dụng dài hạn (Longterm) của tải trọng dài hạn (DL+SDL+WL+ ψ LL1 + ψ LL2) gây ra

- Sử dụng phiên bản SAFE V16 tiến hành khai báo như sau: Define Load cases/ Initial Conditions/ Continue from State at End of Nonlinear Case Cho phép phân tích trường hợp hiện tại có xét đến ảnh hưởng của quá trình làm việc trước đó

Bước 1: Khai báo các trường hợp tải (Load Cases) bao gồm: Sh1; Sh2; Sh3-1;

Sh3-2 cho ngắn hạn (Shortterm) và Lt1; Lt2; Lt3 cho dài hạn (Longterm)

• Sh1: 1DL – Nonlinear (Cracked) – Zero Initial Condition

• Sh2: 1SDL + 1WL – Nonlinear (Cracked) – Continue from State at End of Nonlinear Case Sh1

• Sh3-1: 1LL1 + 1LL2 – Nonlinear (Cracked) – Continue from State at End of Nonlinear Case Sh2

• Sh3-2: ψ LL1 + ψ LL2 – Nonlinear (Cracked) – Continue from State at End of Nonlinear Case Sh2

• Lt1: 1DL – Nonlinear (Longterm Cracked) – Zero Initial Condition

• Lt2: 1SDL + 1WL – Nonlinear (Longterm Cracked) – Continue from State at End of Nonlinear Case Lt1

• Lt3: ψ LL1 + ψ LL2 – Nonlinear (Longterm Cracked) – Continue from State at End of Nonlinear Case Lt2

Bước 2: Khai báo các tổ hợp tương ứng theo TCVN 5574:2012: f1 = Sh3-1 ; f2 = Sh3-2 và f3 = Lt3

Các tổ hợp hình thành và mở rộng nứt cũng xem xét như các trường hợp theo TCVN 5574:2012

- Tác dụng ngắn hạn của toàn bộ tải trọng:

• acrc1 = 1*DL + 1* SDL + 1*WL + 1*LL1+ 1*LL2

- Tác dụng dài hạn của tải trọng dài hạn:

• acrc2 = 1*DL + 1* SDL + 1*WL + ψ*LL1+ ψ*LL2

- Lưu ý: Với ψ là hệ số qui đổi chuyển từ tải toàn phần sang tải trọng dài hạn, lấy theo TCVN 2737:1995

2.2.5.2 Mô hình và kiểm tra

- Theo TCVN 5574:2012 và bảng 4 – Độ võng giới hạn của các cấu kiện thông dụng

= = max   f = 30.64 mm < f = 35.4 mm →Thỏa điều kiện độ võng sàn có nứt

Hình 2 11 Độ võng dài hạn

- Theo TCVN 5574:2012_bảng 2 – Cấp chống nứt của kết cấu bê tông cốt thép và giá trị bề rộng vết nứt giới hạn aarc1 và aarc2 nhằm bảo vệ an toàn cho cốt thép thì [aarc1]= 0.4 và [aarc2]= 0.3 arc1 1 arc2 3 a = =f 0.17, a = =f 0.18→ Thỏa điều kiện độ nứt

Hình 2 12 Bề rộng vết nứt giới hạn a arc1 của sàn

Hình 2 13 Bề rộng vết nứt giới hạn a arc2 của sàn

2.2.6 Kiểm tra xuyên thủng đầu cột

- Kiểm tra điều kiện chống xuyên thủng theo TCVN 5574:2012: F xt F cx

• Lực xuyên thủng được xác định theo công thức sau: xt 1 2 x 0 y 0

• Lực chống xuyên thủng: F cx = R ×(c +c +2×h )×h bt x y 0 0

• Trong đó: q : tải trọng tính toán lên ô sàn (kN/m 2 ) q=0.25 25 1.1 1.36  + +2.4.635(kN / m )2

 : hệ số, đối với bê tông nặng  =1 a : Lớp bê tông bảo vệ của sàn (a = 25mm) h0 : chiều cao làm việc của sàn (h0 = 225mm) cx, cy : chiều dài theo 2 phương của cột l1, l2 : chiều dài trung bình theo 2 phương của các ô sàn

Rbt : Cường độ chịu kéo tính toán dọc trục của bê tông ứng với TTGH1

• Lực xuyên thủng: xt xt

→Thỏa mãn kiểm tra chọc thủng cho cột C28

→Thỏa mãn kiểm tra chọc thủng cho cột C33, C36

→Thỏa mãn kiểm tra chọc thủng cho cột C34, C35.

TÍNH TOÁN SÀN ĐIỂN HÌNH (SÀN BÊ TÔNG CỐT THÉP DỰ ỨNG LỰC TRƯỚC)

Hình 2 14 Hình ảnh minh họa cáp UST

- Cáp chịu ULT: sử dụng loại Tao cáp

(Strand) có bám dính được bện từ 7 sợi cáp nhỏ 5 tao cáp lớn gộp lại chung, luồn chung vào 1 ống gen mỏng bằng kim loại Tra phụ lục B TCVN 5574:2012, với các đặc tính sau:

• Cường độ chịu kéo tiêu chuẩn : R sn 00(MPa)

• Cường độ chịu kéo tính toán : R s 50(MPa)

• Modul đàn hồi : E sp 0000 (MPa)

• Hệ số điều kiện làm việc :  = s 1

• Chiều dày ống gen :  (mm)

Tĩnh tải và hoạt tải được sử dụng giống sàn phẳng (xem mục 2.2.1)

- Chiều dày sàn phẳng bê tông cốt thép ứng lực trước: b max b

- Các kích thước còn lại xem mục 2.2.2

- Bê tông là vật liệu chịu nén tốt và chịu kéo kém Nếu không phải chịu ứng suất kéo do đã được nén trước thông qua việc kéo trước cốt thép, trong bê tông sẽ không bị xuất hiện vết nứt, như vậy có thể xem như bê tông UST là vật liệu đàn

34 hồi Với quan niệm như vậy, sinh viên có thể sử dụng lý thuyết đàn hồi để tính toán ứng suất trước cho cấu kiện bê tông UST

- Áp dụng phương pháp cân bằng tải trọng (Concordant Tendon) để tính toán lực ứng suất trước Phương pháp này xem ULT như một thành phần cân bằng với một phần tải trọng tác dụng lên cấu kiện trong quá tình sử dụng

- Việc tính toán tuân thủ theo điều 4.3 TCVN 5574:2012

2.3.5 Tính toán số lượng cáp

- Sử dụng phần mềm SAFE Version 2016 để mô hình

Hình 2 15 Mô hình sàn tầng điển hình – View 3D – SAFE

- Giá trị cân bằng tải trọng từ (30-100)% trọng lượng bản thân sàn

- Chia dãy Strip theo mục 2.2.3.3

- Xác định moment do wp gây ra bằng mô hình trong phần mềm Safe, tương tự giải nội lực trong sàn phằng phần 2.2.3 Vì cáp UST kéo dài hết trên mỗi dải sàn nên khi tính toán với mỗi giải, chỉ quan tâm giá trị moment dương lớn nhất (tại nhịp) và giới trị moment âm lớn nhất (tại gối)

Hình 2 17.Biểu đồ moment dải san ULT theo phương X

Hình 2 18.Biểu đồ moment dải san ULT theo phương Y

Bảng 2 11.Moment dải sàn ULT theo phương X

Dải Moment dương lớn nhất

Bảng 2 12 Moment dải sàn ULT theo phương Y

Dải Moment dương lớn nhất

- Dựa vào hình dạng biểu đồ moment do tải trọng wp gây ra, tiến hành bố trí cáp giống với biểu đồ đó

- Cáp uốn cách tâm cột 0.1L

Hình 2 19 Hình dạng cáp ULT trong sàn

- Với sàn không dầm, các dải sàn làm việc như các bản dầm tựa lên các đầu cột

Vì vậy, ưu tiên bố trí cáp giữa nhịp theo phương Y (phương cạnh ngắn) gần bề mặt bê tông hơn để có chiều cao làm việc lớn hơn

- Tính lệch tâm tương đương của đường cáp s1, s2

Hình 2 20 Độ lệch tâm tương đương của đường cáp ULT

- Lớp bê tông bảo vệ cho cáp a = 30 mm

- Cáp lệch tâm lớn nhất tại giữa nhịp

• Theo phương X Độ lệch tâm cáp giữa nhịp so với trục trung hòa: b gen 1 h 200 20 e a 30 60(mm)

= − − = − − Độ lệch tâm cáp ở đầu cột so với trục trung hòa: b gen

= − − −  = − − − Độ lệch tâm tương đương của đường cáp:

• Theo phương Y Độ lệch tâm cáp giữa nhịp so với trục trung hòa: b gen

= − −  − = − − − Độ lệch tâm cáp ở đầu cột nhịp so với trục trung hòa: b gen 2 h 200 20 e a 30 60(mm)

= − − = − − Độ lệch tâm tương đương của đường cáp:

- Chọn ứng suất căng ban đầu  = sp 1300 MPa, kiểm tra giá trị ứng suất khống chế

- Khi căng cốt thép bằng phương pháp cơ học: s,ser sp

2.3.5.3.1 Mất mát ứng suất giai đoạn 1

- Giai đoạn 1: từ lúc căng cáp cho đến lúc kết thúc việc buông cáp

- Mất mất ứng suất do biến dạng đầu neo (theo điều 3 bảng 6 TCVN 5574:2012)

•  l , l 1 2 : biến dạng của êcu hay các bản đẹm giữa các neo và bê tông, lấy   =l , l 1 2 1 mm

• L : chiều dài cốt thép căng (1 sợi) hoặc cấu kiện (mm)

- Mất mát ứng suất do ma sát của cốt thép với thành ống (theo điều 4 bảng 6 TCVN 5574:2012)

•  , – hệ số, xác định theo bảng 7 TCVN 5574:2012

 = 0.55 : do dùng cốt thép bó, 0.0015

 = : hệ số xác định do loại ống rãnh có bề mặt bê tông tạo bởi khuôn bằng lõi mềm

•  – chiều dài tính từ thiết bị căng đến tiến diện tính toán (m)

•  sp – được lấy không kể đến hao tổn ứng suất

•  – tổng góc chuyển hướng của trục cốt thép (radian)

Hình 2 21 Hình minh họa tổng góc chuyển hướng của trục cốt thép

•  =0.5 52.98 &.49(m), vì căng 2 đầu nên  lấy bằng một nữa cạnh đang tính

•  =0.5 18.35 =9.175(m), vì căng 2 đầu nên  lấy bằng một nữa cạnh đang tính

- Tổng mất mát ứng suất trong giai đoạn 1

• Theo phương X:  =  +  = 1 1 2 6.8 159.3 166.1(MPa)+ • Theo phương Y:  =  +  = 1 1 2 19.62 39.45+ Y.07 (MPa)

• Sử dụng chung 1 mất mát ứng suất  = 1 166.1 MPa

2.3.5.3.2 Mất mát ứng suất giai đoạn 2

- Giai đoạn 2: từ lúc buông cáp đến lúc sử dụng

- Mất mát ứng suất do tính chùng của cốt thép khi căng (theo điều 1 bảng 6 TCVN 5574:2012) sp

 = −  =  −  - Mất mát do co ngót của bê tông (theo điều 8 bảng 6 TCVN 5574:2012)

 = , do bê tông 30 và không phụ thuộc điều kiện đóng rắn của bê tông

- Mất mát do từ biến của bê tông (theo điều 9 bảng 6 TCVN 5574:2012) bp bp

•  bp – ứng suất nén trong bê tông, xác định tại mức trọng tâm cốt thép dọc, có kể đến  1  bp được tính toán trên 2 tiết diện: giữa nhịp và trên gối

•  – hệ số, đối với bê tông đóng rắn tự nhiên, lấy  = 1

Hình 2 22 Sơ đồ nén trước trong cốt thép trên tiết diện ngang của cấu kiện BTCT

- Tại tiết diện giữa nhịp

• Thớ trên : bp 1 s n s red red red

• Thớ dưới : bp 1 s n s red red red

• P =  sp A sp −  s A s : ứng lực nén trước

= : độ lệch tâm của eop so với trọng tâm của tiết diện qui đổi

•  sp : ứng suất được lấy trong giai đoạn nén trước bê tông  =  sp 1

• Ared : diện tích tiết diện qui đổi của tiết diện dải;

' ' red b sp sp sp s s s sp s sp s b b

 =  Ab : diện tích tiết diện bê tông đã được trừ toàn bộ diện tích chiếm chổ (m 2 )

Esp, Es : modun đàn hồi của của cốt căng và cốt thưởng (MPa)

• Ired : moment quán tính qui đổi của tiết diện dải;

2 2 2 2 red sp sp sp sp sp sp s s s s s s

• Ared : diện tích tiết diện qui đổi của tiết diện dải;

• ysp, ys : khoảng cách từ trục trung hòa của tiết diện đến trục trọng tâm cốt thép ULT, cốt thép thường chịu nén

- Tại tiết diện trên gối

• Thớ trên : bp 2 s g s red red red

• Thớ dưới : bp 2 s g s red red red

- Việc tính toán  bp là quá trình lặp, cần phải giả sử trước  bp để tính  5 , sau đó tính toán lượng cáp và diện tích thép, từ đó mới tính được P Việc lặp được tự động hóa bằng Excel kết quả tính được đưa ra sau phần chọn cáp

- Tổng mất mát ứng suất trong giai đoạn 2

 =  +  +  = + + 2.3.5.3.3 Tính ULT hiệu quả trong 2 giai đoạn

• Giai đoạn 1:  =  −  = sp1 sp 1 1300 166.1 1133.9(kN / m )− = 2

- Lực ULT yêu cầu cho dải: P yc M

• M : moment lớn nhất trên dải do tải trọng cân bằng gây ra;

- Lực ULT của 1 cáp: P 1cap =   sp2 A 1bócáp

- Số lượng cáp cần thiết: yc

- Kết quả lập thành bảng

Bảng 2 13 Số liệu đầu vào phương X

A sp 0.00014 m 2 R bp 17000 kN/m2 Ứng lực ban đầu 1300000 kN/m2

Hao toồn 1-3 166100 kN/m2 Ứng suất hiệu quả trong cáp X 1133900 kN/m2

Hao toồn 5 X (  5 ) 10.81917581 kN/m2 Ứng suất hiệu quả trong cáp X 1015981 kN/m2

Chiều cao lớp BT tính toán 0.18 m y s 0.08 m y sp 0.01 m

Bảng 2 14 Bảng chọn số cáp ULT theo phương X

- Sau khi có số lượng cáp, bảng sau đây sẽ trình bày kết quả tính các bước tính toán hao tổn do từ biến nhanh của bê tông

- Bố trí cốt thép thưởng chỉ cần bố trí theo cấu tạo

• Diện tích tối thiểu của thép cấu tạo, tính cho bề rộng 1m

• Chọn thép cấu tạo 6a200 có diện tích 1.41 cm 2 /1m

- Tính tổn hao ứng suất do từ biến nhanh của bê tông

Bảng 2 15 Bảng tổn hao ứng suất cáp ULT theo phương X do từ biến nhanh của bê tông

Dải M A sp A s d6a200 P e op A red I red Thớ trên Thớ dưới Nhòp/

Goái kNm m 2 m 2 kN m m 2 m 4 kN/m 2 kN/m 2

CSA2 110.24 0.0014 0.00053 1303.12 0.0036 0.75 0.026 1836.1 1638.9 MSA3 114.55 0.0014 0.00063 1280.62 0.0023 0.9 0.03 1523.5 1322.3 CSA3 142.92 0.0021 0.00055 2009.81 0.0057 0.8 0.027 2578.4 2446.1 MSA1 88.64 0.0014 0.00048 1314.37 0.0042 0.69 0.023 1938.9 1870.9 CSA4 85.51 0.0014 0.00041 1330.12 0.0051 0.59 0.02 2277.3 2231.6 CSA2 -214.4 0.0021 0.00053 2014.31 0.0059 0.75 0.026 1654 3717.5 MSA3 -47.6 0.0007 0.00063 569.44 -0.0074 0.9 0.03 414.7 850.8 CSA3 -291.2 0.0028 0.00055 2721 0.0068 0.8 0.027 2054.6 4747.9 MSA1 -175.0 0.0021 0.00048 2025.56 0.0063 0.69 0.023 1904.1 3967.1 CSA4 -141.8 0.0007 0.00041 618.94 -0.0004 0.59 0.02 333.1 1765.0

Bảng 2 16 Số liệu đầu vào phương Y

A sp 0.00014 m 2 R bp 17000 kN/m2 Ứng lực ban đầu 1300000 kN/m2

Hao toồn 1-3 166100 kN/m2 Ứng suất hiệu quả trong cáp Y 1133900 kN/m2

Hao toồn 5 Y (  5 ) 11.05889329 kN/m2 Ứng suất hiệu quả trong cáp Y 1015989 kN/m2

Chiều cao lớp BT tính toán 0.18 m y s 0.08 m y sp 0.01 m

Bảng 2 17 Bảng chọn số cáp ULT theo phương Y

Bảng 2 18 Bảng tổn hao ứng suất cáp ULT theo phương Y do từ biến nhanh của bê tông

Dải M A sp A s d6a200 P e op A red I red Thớ trên Thớ dưới Nhòp/

Goái kNm m 2 m 2 kN m m 2 m 4 kN/m 2 kN/m 2

CSB1 78.77 0.0014 0.00026 1363.9 0.007 0.369 0.013 3696.21 3696.21 MSB2 146.57 0.0021 0.00061 1996.3 0.0052 0.875 0.03 2281.49 2281.49 CSB3 151.1 0.0021 0.0005 2021.1 0.0061 0.725 0.024 2787.72 2787.72 MSB3 123.94 0.0014 0.0005 1309.9 0.004 0.711 0.024 1842.33 1842.33 CSB6 139.93 0.0021 0.00053 2014.3 0.0059 0.765 0.026 2633.07 2633.07 MSB4 127.91 0.0014 0.00057 1294.1 0.0031 0.811 0.028 1595.68 1595.68 CSB8 150.03 0.0021 0.00057 2005.3 0.0055 0.815 0.028 2460.49 2460.49 MSB5 128.49 0.0014 0.00057 1294.1 0.0031 0.811 0.028 1595.68 1595.68 CSB9 149.08 0.0021 0.00057 2005.3 0.0055 0.815 0.028 2460.49 2460.49 MSB6 126.2 0.0014 0.00057 1294.1 0.0031 0.811 0.028 1595.68 1595.68 CSB7 145.66 0.0021 0.00053 2014.3 0.0059 0.765 0.026 2633.07 2633.07 MSB8 125.26 0.0014 0.0005 1309.9 0.004 0.711 0.024 1842.33 1842.33 CSB4 150.03 0.0021 0.0005 2021.1 0.0061 0.725 0.024 2787.72 2787.72 MSB7 146.44 0.0021 0.00061 1996.3 0.0052 0.875 0.03 2281.49 2281.49 CSB2 78.68 0.0014 0.00026 1363.9 0.007 0.369 0.013 3696.21 3696.21 CSB1 149.06 0.0014 0.00026 1363.9 0.007 0.369 0.013 3696.21 3696.21 MSB2 84.23 0.0007 0.00061 573.9 -0.0067 0.868 0.03 661.18 661.18 CSB3 353.46 0.0035 0.0005 3443.5 0.0077 0.732 0.024 4704.23 4704.23 MSB3 71.68 0.0007 0.0005 598.7 -0.0032 0.707 0.024 846.82 846.82 CSB6 285.15 0.0028 0.00053 2725.5 0.0069 0.769 0.026 3544.21 3544.21 MSB4 287.88 0.0028 0.00057 2716.5 0.0067 0.819 0.028 3316.85 3316.85 CSB8 350.86 0.0035 0.00057 3427.7 0.0074 0.823 0.028 4164.88 4164.88

MSB5 249.53 0.0028 0.00057 2716.5 0.0067 0.819 0.028 3316.85 3316.85 CSB9 323.59 0.0035 0.00057 3427.7 0.0074 0.823 0.028 4164.88 4164.88 MSB6 123.86 0.0014 0.00057 1294.1 0.0031 0.811 0.028 1595.68 1595.68 CSB7 329.6 0.0035 0.00053 3436.7 0.0076 0.773 0.026 4445.92 4445.92 MSB8 76.58 0.0007 0.0005 598.7 -0.0032 0.707 0.024 846.82 846.82 CSB4 350.86 0.0035 0.0005 3443.5 0.0077 0.732 0.024 4704.23 4704.23 MSB7 83.93 0.0007 0.00061 573.9 -0.0067 0.868 0.03 661.18 661.18 CSB2 149.3 0.0014 0.00026 1363.9 0.007 0.369 0.013 3696.21 3696.21

2.3.6 Kiểm tra cường độ bê tông sàn

- Cấu kiện sàn chịu tác dụng của các lực: lực ULT (P1), phản lực gối tựa do P1 gây ra và trọng lượng bản thân sàn

- Lực ứng lực trước: P 1 = n sp1 A 1soicap

•  sp1 : ứng suất sau khi trừ mất mát ứng suất giai đoạn 1

• A 1soicap : diện tích 1 sợi cáp

- Kiểm tra ứng suất trong bê tông

• Ứng suất kéo: k 1 k bt red red

• Ứng suất nén: n 1 n b red red

• yk, yn : khoảng cách từ trục trung hòa của tiết diện đến thớ chịu kéo, nén; sử dụng y k =y n =0.1 (m)

Bảng 2 19 Kiểm tra giai đoạn buông cáp cho dãy X

Dải M A sp A s d6a200 P A red I red Thớ trên Thớ dưới Nhòp/

Goái kNm m 2 m 2 kN m 2 m 4 kN/m 2 kN/m 2

CSA2 21.87 0.0014 0.00053 1587.46 0.75 0.026 2200.73 2032.5 MSA3 22.72 0.0014 0.00063 1587.46 0.9 0.03 1839.58 1688.11 CSA3 28.35 0.0021 0.00055 2381.19 0.8 0.027 3081.49 2871.49 MSA1 17.58 0.0014 0.00048 1587.46 0.69 0.023 2377.1 2224.23 CSA4 16.96 0.0014 0.00041 1587.46 0.59 0.02 2775.41 2605.81 CSA2 42.54 0.0021 0.00053 2381.19 0.75 0.026 3338.54 3011.3

Bảng 2 20 Kiểm tra giai đoạn buông cáp cho dãy Y

CSB1 15.63 0.0014 0.00026 1587.46 0.369 0.013 4422.29 4181.83 MSB2 29.07 0.0021 0.00061 2381.19 0.875 0.03 2818.26 2624.46 CSB3 29.97 0.0021 0.0005 2381.19 0.725 0.024 3409.28 3159.53 MSB3 24.59 0.0014 0.0005 1587.46 0.711 0.024 2335.17 2130.26 CSB6 27.76 0.0021 0.00053 2381.19 0.765 0.026 3219.44 3005.9 MSB4 25.37 0.0014 0.00057 1587.46 0.811 0.028 2048.02 1866.8 CSB8 29.76 0.0021 0.00057 2381.19 0.815 0.028 3027.99 2815.42 MSB5 25.49 0.0014 0.00057 1587.46 0.811 0.028 2048.45 1866.37 CSB9 29.57 0.0021 0.00057 2381.19 0.815 0.028 3027.31 2816.1 MSB6 25.03 0.0014 0.00057 1587.46 0.811 0.028 2046.8 1868.02 CSB7 28.89 0.0021 0.00053 2381.19 0.765 0.026 3223.78 3001.55 MSB8 24.85 0.0014 0.0005 1587.46 0.711 0.024 2336.26 2129.17 CSB4 29.76 0.0021 0.0005 2381.19 0.725 0.024 3408.4 3160.4 MSB7 29.05 0.0021 0.00061 2381.19 0.875 0.03 2818.19 2624.53 CSB2 15.61 0.0014 0.00026 1587.46 0.369 0.013 4422.14 4181.98 CSB1 29.57 0.0014 0.00026 1587.46 0.369 0.013 4529.52 4074.6 MSB2 16.71 0.0007 0.00061 793.73 0.868 0.03 970.14 858.74 CSB3 70.12 0.0035 0.0005 3968.65 0.732 0.024 5713.82 5129.49 MSB3 14.22 0.0007 0.0005 793.73 0.707 0.024 1181.92 1063.42 CSB6 56.56 0.0028 0.00053 3174.92 0.769 0.026 4346.17 3911.1 MSB4 57.11 0.0028 0.00057 3174.92 0.819 0.028 4080.55 3672.62 CSB8 69.6 0.0035 0.00057 3968.65 0.823 0.028 5070.75 4573.6 MSB5 49.5 0.0028 0.00057 3174.92 0.819 0.028 4053.37 3699.8 CSB9 64.19 0.0035 0.00057 3968.65 0.823 0.028 5051.42 4592.92 MSB6 24.57 0.0014 0.00057 1587.46 0.811 0.028 2045.16 1869.66 CSB7 65.38 0.0035 0.00053 3968.65 0.773 0.026 5385.55 4882.63 MSB8 15.19 0.0007 0.0005 793.73 0.707 0.024 1185.96 1059.38 CSB4 69.6 0.0035 0.0005 3968.65 0.732 0.024 5711.65 5131.65 MSB7 16.65 0.0007 0.00061 793.73 0.868 0.03 969.94 858.94 CSB2 29.62 0.0014 0.00026 1587.46 0.369 0.013 4529.91 4074.21

- Giái trị max/min theo 2 phương

• Trong giai đoạn mới buông cáp, theo cả 2 phương, bê tông chỉ chịu nén

• Ứng suất nén đều nhỏ hơn cường độ chịu nén của bê tông (17 MPa)

- Cấu kiện sàn chịu tác dụng của các lực:

• Lực phân bố lên sàn do ULT, tĩnh tải và hoạt tải gây moment uốn

- Lực ứng lực trước: P 2 = n sp2 A 1soicap

•  sp 2 : ứng suất sau khi trừ mất mát ứng suất giai đoạn 2

• A 1soicap : diện tích 1 sợi cáp

- Kiểm tra ứng suất trong bê tông

• Ứng suất kéo: k 2 k bt red red

• Ứng suất nén: n 2 n b red red

• yk, yn : khoảng cách từ trục trung hòa của tiết diện đến thớ chịu kéo, nén; sử dụng y k =y n =0.1 (m)

Bảng 2 21 Kiểm tra giai đoạn sử dụng cho dãy X

CSA4 46.87 0.0014 0.00041 1587.46 0.59 0.02 2924.96 2456.26 CSA2 117.56 0.0021 0.00053 2381.19 0.75 0.026 3627.07 2722.77 MSA3 26.09 0.0007 0.00063 793.73 0.9 0.03 968.89 794.96 CSA3 159.64 0.0028 0.00055 3174.92 0.8 0.027 4559.91 3377.39 MSA1 95.94 0.0021 0.00048 2381.19 0.69 0.023 3868.13 3033.87 CSA4 77.76 0.0007 0.00041 793.73 0.59 0.02 1734.11 956.51

Bảng 2 22 Kiểm tra giai đoạn sử dụng cho dãy Y

CSB1 43.18 0.0014 0.00026 1587.46 0.369 0.013 4634.21 3969.91 MSB2 80.35 0.0021 0.00061 2381.19 0.875 0.03 2989.19 2453.53 CSB3 82.83 0.0021 0.0005 2381.19 0.725 0.024 3629.53 2939.28 MSB3 67.94 0.0014 0.0005 1587.46 0.711 0.024 2515.8 1949.63 CSB6 76.71 0.0021 0.00053 2381.19 0.765 0.026 3407.71 2817.63 MSB4 70.12 0.0014 0.00057 1587.46 0.811 0.028 2207.84 1706.98 CSB8 82.24 0.0021 0.00057 2381.19 0.815 0.028 3215.42 2627.99 MSB5 70.43 0.0014 0.00057 1587.46 0.811 0.028 2208.95 1705.87 CSB9 81.72 0.0021 0.00057 2381.19 0.815 0.028 3213.56 2629.85 MSB6 69.18 0.0014 0.00057 1587.46 0.811 0.028 2204.48 1710.34 CSB7 79.85 0.0021 0.00053 2381.19 0.765 0.026 3419.78 2805.55 MSB8 68.66 0.0014 0.0005 1587.46 0.711 0.024 2518.8 1946.63 CSB4 82.24 0.0021 0.0005 2381.19 0.725 0.024 3627.07 2941.73 MSB7 80.27 0.0021 0.00061 2381.19 0.875 0.03 2988.93 2453.79 CSB2 43.13 0.0014 0.00026 1587.46 0.369 0.013 4633.83 3970.29 CSB1 81.71 0.0014 0.00026 1587.46 0.369 0.013 4930.6 3673.52 MSB2 46.17 0.0007 0.00061 793.73 0.868 0.03 1068.34 760.54 CSB3 193.76 0.0035 0.0005 3968.65 0.732 0.024 6228.99 4614.32 MSB3 39.29 0.0007 0.0005 793.73 0.707 0.024 1286.38 958.96 CSB6 156.31 0.0028 0.00053 3174.92 0.769 0.026 4729.83 3527.44 MSB4 157.81 0.0028 0.00057 3174.92 0.819 0.028 4440.19 3312.97 CSB8 192.33 0.0035 0.00057 3968.65 0.823 0.028 5509.07 4135.28 MSB5 136.79 0.0028 0.00057 3174.92 0.819 0.028 4365.12 3388.05 CSB9 177.38 0.0035 0.00057 3968.65 0.823 0.028 5455.67 4188.67 MSB6 67.9 0.0014 0.00057 1587.46 0.811 0.028 2199.91 1714.91 CSB7 180.68 0.0035 0.00053 3968.65 0.773 0.026 5829.01 4439.16 MSB8 41.98 0.0007 0.0005 793.73 0.707 0.024 1297.59 947.76 CSB4 192.33 0.0035 0.0005 3968.65 0.732 0.024 6223.03 4620.28 MSB7 46.01 0.0007 0.00061 793.73 0.868 0.03 1067.8 761.07

- Giái trị max/min theo 2 phương

• Trong giai đoạn mới buông cáp, theo cả 2 phương, bê tông chỉ chịu nén

• Ứng suất nén đều nhỏ hơn cường độ chịu nén của bê tông (17 MPa)

2.3.7 Kiểm tra theo khả năng chịu lực của sàn ứng lực trước

- Xác định moment tới hạn [M] : [M]=R bx h b o x

Trong đó: x là bề dày vùng bê tông chịu nén và 1 s s b

Trong đó: M1 là moment lớn nhất do tĩnh tải và ứng lực trước (P1) gây ra

Trong đó: M2 là moment lớn nhất do tĩnh tải, hoạt tải và ứng lực trước (P2) gây ra.

Bảng 2 23 Kiểm tra khả năng chịu lực của sàn ULT theo phương X

 [M] (kNm) M 1 (kNm) M 2 (kNm) Kiểm tra

CSA2 3.7 0.2 17000 225000 1587 0.0005 0.027 0.136 0.596 TRUE 0.126 318.2 21.9 60.4 Thỏa MSA3 4.45 0.2 17000 225000 1587 0.0006 0.023 0.114 0.596 TRUE 0.108 326.1 22.7 62.8 Thỏa CSA3 3.9 0.2 17000 225000 2381 0.0006 0.038 0.189 0.596 TRUE 0.171 453.7 28.4 78.3 Thỏa MSA1 3.4 0.2 17000 225000 1587 0.0005 0.029 0.147 0.596 TRUE 0.136 314.2 17.6 48.6 Thỏa CSA4 2.9 0.2 17000 225000 1587 0.0004 0.034 0.170 0.596 TRUE 0.156 307.3 17.0 46.9 Thỏa CSA2 3.7 0.2 17000 225000 2381 0.0005 0.040 0.199 0.596 TRUE 0.179 450.4 42.5 117.6 Thỏa MSA3 4.45 0.2 17000 225000 794 0.0006 0.012 0.062 0.596 TRUE 0.060 181.3 9.4 26.1 Thỏa CSA3 3.9 0.2 17000 225000 3175 0.0006 0.050 0.249 0.596 TRUE 0.218 577.7 57.8 159.6 Thỏa MSA1 3.4 0.2 17000 225000 2381 0.0005 0.043 0.215 0.596 TRUE 0.192 444.2 34.7 95.9 Thỏa CSA4 2.9 0.2 17000 225000 794 0.0004 0.018 0.090 0.596 TRUE 0.086 169.2 28.1 77.8 Thỏa

Bảng 2 24 Kiểm tra khả năng chịu lực của sàn ULT theo phương Y

 [M] (kNm) M 1 (kNm) M 2 (kNm) Kiểm tra

CSB1 1.8 0.2 17000 225000 1587.46 0.00026 0.054 0.269 0.596 TRUE 0.233 284.9 15.63 43.18 Thỏa MSB2 4.3 0.2 17000 225000 2381.19 0.00061 0.034 0.172 0.596 TRUE 0.157 460.3 29.07 80.35 Thỏa CSB3 3.55 0.2 17000 225000 2381.19 0.0005 0.041 0.207 0.596 TRUE 0.185 447.2 29.97 82.83 Thỏa MSB3 3.5 0.2 17000 225000 1587.46 0.0005 0.029 0.143 0.596 TRUE 0.133 315.7 24.59 67.94 Thỏa CSB6 3.75 0.2 17000 225000 2381.19 0.00053 0.039 0.196 0.596 TRUE 0.177 451.1 27.76 76.71 Thỏa MSB4 4 0.2 17000 225000 1587.46 0.00057 0.025 0.126 0.596 TRUE 0.118 321.5 25.37 70.12 Thỏa CSB8 4 0.2 17000 225000 2381.19 0.00057 0.037 0.185 0.596 TRUE 0.167 455.6 29.76 82.24 Thỏa MSB5 4 0.2 17000 225000 1587.46 0.00057 0.025 0.126 0.596 TRUE 0.118 321.5 25.49 70.43 Thỏa

CSB9 4 0.2 17000 225000 2381.19 0.00057 0.037 0.185 0.596 TRUE 0.167 455.6 29.57 81.72 Thỏa MSB6 4 0.2 17000 225000 1587.46 0.00057 0.025 0.126 0.596 TRUE 0.118 321.5 25.03 69.18 Thỏa CSB7 3.75 0.2 17000 225000 2381.19 0.00053 0.039 0.196 0.596 TRUE 0.177 451.1 28.89 79.85 Thỏa MSB8 3.5 0.2 17000 225000 1587.46 0.0005 0.029 0.143 0.596 TRUE 0.133 315.7 24.85 68.66 Thỏa CSB4 3.55 0.2 17000 225000 2381.19 0.0005 0.041 0.207 0.596 TRUE 0.185 447.2 29.76 82.24 Thỏa MSB7 4.3 0.2 17000 225000 2381.19 0.00061 0.034 0.172 0.596 TRUE 0.157 460.3 29.05 80.27 Thỏa CSB2 1.8 0.2 17000 225000 1587.46 0.00026 0.054 0.269 0.596 TRUE 0.233 284.9 15.61 43.13 Thỏa CSB1 1.8 0.2 17000 225000 1587.46 0.00026 0.054 0.269 0.596 TRUE 0.233 284.9 29.57 81.71 Thỏa MSB2 4.3 0.2 17000 225000 793.73 0.00061 0.013 0.064 0.596 TRUE 0.062 180.3 16.71 46.17 Thỏa CSB3 3.55 0.2 17000 225000 3968.65 0.0005 0.068 0.338 0.596 TRUE 0.281 678.2 70.12 193.76 Thỏa MSB3 3.5 0.2 17000 225000 793.73 0.0005 0.015 0.076 0.596 TRUE 0.073 174.3 14.22 39.29 Thỏa CSB6 3.75 0.2 17000 225000 3174.92 0.00053 0.052 0.258 0.596 TRUE 0.225 573.7 56.56 156.31 Thỏa MSB4 4 0.2 17000 225000 3174.92 0.00057 0.049 0.243 0.596 TRUE 0.213 580.4 57.11 157.81 Thỏa CSB8 4 0.2 17000 225000 3968.65 0.00057 0.060 0.301 0.596 TRUE 0.256 696.0 69.6 192.33 Thỏa MSB5 4 0.2 17000 225000 3174.92 0.00057 0.049 0.243 0.596 TRUE 0.213 580.4 49.5 136.79 Thỏa CSB9 4 0.2 17000 225000 3968.65 0.00057 0.060 0.301 0.596 TRUE 0.256 696.0 64.19 177.38 Thỏa MSB6 4 0.2 17000 225000 1587.46 0.00057 0.025 0.126 0.596 TRUE 0.118 321.5 24.57 67.9 Thỏa CSB7 3.75 0.2 17000 225000 3968.65 0.00053 0.064 0.321 0.596 TRUE 0.269 686.5 65.38 180.68 Thỏa MSB8 3.5 0.2 17000 225000 793.73 0.0005 0.015 0.076 0.596 TRUE 0.073 174.3 15.19 41.98 Thỏa CSB4 3.55 0.2 17000 225000 3968.65 0.0005 0.068 0.338 0.596 TRUE 0.281 678.2 69.6 192.33 Thỏa MSB7 4.3 0.2 17000 225000 793.73 0.00061 0.013 0.064 0.596 TRUE 0.062 180.3 16.65 46.01 Thỏa CSB2 1.8 0.2 17000 225000 1587.46 0.00026 0.054 0.269 0.596 TRUE 0.233 284.9 29.62 81.84 Thỏa

2.3.8 Kiểm tra theo trạng thái giới hạn II

2.3.8.1 Kiểm tra sự hình thành khe nứt

Trong bê tông chỉ có ứng suất nén nên bê tông không bị nứt

2.3.8.2 Kiểm tra độ võng của tửng dải bản

- Sử dụng tải trọng tiêu chuẩn, gồm 2 loại tải:

• Tĩnh tải và hoạt tải dài hạn

- Trên các đoạn mà ở đó không hình thành vét nứt thẳng góc với trục cấu kiện, giá trị độ cong toàn phần của cấu kiện chịu uốn, nén lệch tâm cần được xác định theo công thức (điều 7.4.2.1 TCVN 5574:2012):

    – tương đương là độ công do tải trọng tạm thời ngắn hạn và do tải trọng thường xuyên, tải trọng tạm thời dài hạn (không kể đến lực nén trước P) được xác định theo công thức: sh sh l b2 l b2

  – độ cong do sự vồng lên của cấu kiện do tác dụng ngắn hạn của lực nén trước P được xác định theo công thức:

  – độ cong do sự vồng lên của cấu kiện do co ngót và từ biến của bê tông khi chịu ứng lực nén trước xác định theo công thức:

  – biến dạng tương đối của bê tông gây ra bởi co ngót và từ biến của bê tông do ứng lực trước và được xác định theo công thức:

Giá trị  sb là tổng tổn hao ULT do co ngót và từ biến, lấy đối với trọng tậm cốt thép chịu kéo  ' sb là tổng tổn hao ULT do co ngót và từ biến, lấy đối với thớ bê tông chịu kéo ngoài cùng

- Độ võng giữa nhịp cho 2 đầu ngàm: 1 1 2 1 f L [f ] L

- Giới hạn độ võng cho phép f max L x 8.85 0.035(m)

- Độ võng theo 2 phương lớn nhất là -0.005 (m), thỏa điều kiện về chuyển vị Như vậy, trong quá trình sử dụng, sàn bị vồng lên chút ít

Bảng 2 25 Độ cong theo phương X

2 Độ cong 3 Độ cong 4 Độ cong Độ võng KT võng

Dải M w M sh M l P e op I red B (1/r) 1 (1/r) 2 (1/r) 3 (1/r) 4 (1/r) f f max kNm kNm kNm kN m m4 kNm 2 1/m 1/m 1/m 1/m 1/m m m

CSA2 60.430 18.496 8.808 1587 0.0032 0.0252 696150 0.00009 0.00003 0.000007 0.00108 -0.00098 -0.005 0.035 Thỏa MSA3 62.790 19.219 9.152 1587 0.0032 0.0252 696150 0.00009 0.00003 0.000007 0.00108 -0.00097 -0.005 0.035 Thỏa CSA3 78.340 23.978 11.418 2381 0.0032 0.0252 696150 0.00011 0.00003 0.000011 0.00108 -0.00095 -0.005 0.035 Thỏa MSA1 48.590 14.872 7.082 1587 0.0032 0.0252 696150 0.00007 0.00002 0.000007 0.00108 -0.00100 -0.005 0.035 Thỏa CSA4 46.870 14.346 6.831 1587 0.0032 0.0252 696150 0.00007 0.00002 0.000007 0.00108 -0.00100 -0.005 0.035 Thỏa CSA2 117.56 35.983 17.135 2381 0.0032 0.0252 696150 0.00017 0.00005 0.000011 0.00108 -0.00087 -0.004 0.035 Thỏa MSA3 26.090 7.986 3.803 794 0.0032 0.0252 696150 0.00004 0.00001 0.000004 0.00108 -0.00104 -0.005 0.035 Thỏa CSA3 159.64 48.862 23.268 3175 0.0032 0.0252 696150 0.00023 0.00007 0.000015 0.00108 -0.00080 -0.004 0.035 Thỏa MSA1 95.940 29.365 13.983 2381 0.0032 0.0252 696150 0.00014 0.00004 0.000011 0.00108 -0.00091 -0.004 0.035 Thỏa CSA4 77.760 23.801 11.334 794 0.0032 0.0252 696150 0.00011 0.00003 0.000004 0.00108 -0.00094 -0.005 0.035 Thỏa

Bảng 2 26 Độ cong theo phương Y

2 Độ cong 3 Độ cong 4 Độ cong Độ võng KT võng

Dải M w M sh M l P e op I red B (1/r) 1 (1/r) 2 (1/r) 3 (1/r) 4 (1/r) f f max kNm kNm kNm kN m m4 kNm 2 1/m 1/m 1/m 1/m 1/m m m

CSB1 43.18 13.216 6.294 1587 0.0044 0.0249 687863 0.00006 0.00002 0.000010 0.00109 -0.00102 -0.005 0.035 Thỏa MSB2 80.35 24.593 11.711 2381 0.0044 0.0249 687863 0.00012 0.00003 0.000015 0.00109 -0.00095 -0.005 0.035 Thỏa CSB3 82.83 25.352 12.073 2381 0.0044 0.0249 687863 0.00012 0.00004 0.000015 0.00109 -0.00095 -0.005 0.035 Thỏa MSB3 67.94 20.795 9.902 1587 0.0044 0.0249 687863 0.00010 0.00003 0.000010 0.00109 -0.00097 -0.005 0.035 Thỏa CSB6 76.71 23.479 11.181 2381 0.0044 0.0249 687863 0.00011 0.00003 0.000015 0.00109 -0.00096 -0.005 0.035 Thỏa MSB4 70.12 21.462 10.220 1587 0.0044 0.0249 687863 0.00010 0.00003 0.000010 0.00109 -0.00097 -0.005 0.035 Thỏa CSB8 82.24 25.172 11.987 2381 0.0044 0.0249 687863 0.00012 0.00003 0.000015 0.00109 -0.00095 -0.005 0.035 Thỏa MSB5 70.43 21.557 10.265 1587 0.0044 0.0249 687863 0.00010 0.00003 0.000010 0.00109 -0.00097 -0.005 0.035 Thỏa CSB9 81.72 25.013 11.911 2381 0.0044 0.0249 687863 0.00012 0.00003 0.000015 0.00109 -0.00095 -0.005 0.035 Thỏa MSB6 69.18 21.174 10.083 1587 0.0044 0.0249 687863 0.00010 0.00003 0.000010 0.00109 -0.00097 -0.005 0.035 Thỏa CSB7 79.85 24.440 11.638 2381 0.0044 0.0249 687863 0.00012 0.00003 0.000015 0.00109 -0.00096 -0.005 0.035 Thỏa MSB8 68.66 21.015 10.007 1587 0.0044 0.0249 687863 0.00010 0.00003 0.000010 0.00109 -0.00097 -0.005 0.035 Thỏa CSB4 82.24 25.172 11.987 2381 0.0044 0.0249 687863 0.00012 0.00003 0.000015 0.00109 -0.00095 -0.005 0.035 Thỏa MSB7 80.27 24.569 11.699 2381 0.0044 0.0249 687863 0.00012 0.00003 0.000015 0.00109 -0.00095 -0.005 0.035 Thỏa CSB2 43.13 13.201 6.286 1587 0.0044 0.0249 687863 0.00006 0.00002 0.000010 0.00109 -0.00102 -0.005 0.035 Thỏa CSB1 81.71 25.010 11.909 1587 0.0044 0.0249 687863 0.00012 0.00003 0.000010 0.00109 -0.00095 -0.005 0.035 Thỏa MSB2 46.17 14.132 6.729 794 0.0044 0.0249 687863 0.00007 0.00002 0.000005 0.00109 -0.00101 -0.005 0.035 Thỏa CSB3 193.76 59.306 28.241 3969 0.0044 0.0249 687863 0.00028 0.00008 0.000025 0.00109 -0.00075 -0.004 0.035 Thỏa

MSB3 39.29 12.026 5.727 794 0.0044 0.0249 687863 0.00006 0.00002 0.000005 0.00109 -0.00102 -0.005 0.035 Thỏa CSB6 156.31 47.843 22.782 3175 0.0044 0.0249 687863 0.00023 0.00007 0.000020 0.00109 -0.00082 -0.004 0.035 Thỏa MSB4 157.81 48.302 23.001 3175 0.0044 0.0249 687863 0.00023 0.00007 0.000020 0.00109 -0.00081 -0.004 0.035 Thỏa CSB8 192.33 58.868 28.032 3969 0.0044 0.0249 687863 0.00028 0.00008 0.000025 0.00109 -0.00075 -0.004 0.035 Thỏa MSB5 136.79 41.868 19.937 3175 0.0044 0.0249 687863 0.00020 0.00006 0.000020 0.00109 -0.00085 -0.004 0.035 Thỏa CSB9 177.38 54.292 25.853 3969 0.0044 0.0249 687863 0.00026 0.00008 0.000025 0.00109 -0.00078 -0.004 0.035 Thỏa MSB6 67.9 20.783 9.897 1587 0.0044 0.0249 687863 0.00010 0.00003 0.000010 0.00109 -0.00097 -0.005 0.035 Thỏa CSB7 180.68 55.302 26.334 3969 0.0044 0.0249 687863 0.00026 0.00008 0.000025 0.00109 -0.00078 -0.004 0.035 Thỏa MSB8 41.98 12.849 6.119 794 0.0044 0.0249 687863 0.00006 0.00002 0.000005 0.00109 -0.00102 -0.005 0.035 Thỏa CSB4 192.33 58.868 28.032 3969 0.0044 0.0249 687863 0.00028 0.00008 0.000025 0.00109 -0.00075 -0.004 0.035 Thỏa MSB7 46.01 14.083 6.706 794 0.0044 0.0249 687863 0.00007 0.00002 0.000005 0.00109 -0.00101 -0.005 0.035 Thỏa CSB2 81.84 25.049 11.928 1587 0.0044 0.0249 687863 0.00012 0.00003 0.000010 0.00109 -0.00095 -0.005 0.035 Thỏa

2.3.9 Kiểm tra xuyên thủng đầu cột

- Công thức: (xem mục 2.2.6), với tải trọng tính toán lên ô sàn với wp = 0.9: q=0.25 25 1.1 0.9 1.36   + +2.4=9.9475(kN / m )2

- Tính toán với cột có tiết diện nhỏ nhất C41: 60 40 

- Sinh viên chọn cột có tiết diện nhỏ nhất để tính toán, kiểm tra điển hình Các cột khác thỏa mãn kiểm tra chọc thủng

2.3.10 Kiểm tra khả năng chịu lực cục bộ của đầu neo

- Tính toán với điều kiện chưa có cốt thép gián tiếp gia cố theo điều 6.2.5.1 TCVN 5574:2012

• N : lực dọc nén cục bộ, lấy giá trị lực nén lớn nhất N = 3969 kN

•  : lực nén phân bố đều,  =1

• A loc,1 : diện tích chịu nén cục bộ, A loc,1 =0.2 0.2 =0.04(m ) 2

• A loc,2 : diện tích chịu nén tính toán, A loc,2 =0.6 0.2 =0.12(m ) 2

Hình 2 23 Tải trọng cục bộ đặt trên toàn bộ bề rộng của cấu kiện

• R b,loc : cường độ chịu nén tính toán cục bộ của bê tông, xác định theo công thức b,loc b b b

 = R = đối với bê tông cấp > B25 loc,2 b 3 loc,1 φ = A 1.442

• Rb,loc = bRb #.36 MPa( )Rb

- Vậy cần phải gia cường thêm lồng thép gia cố tại vị trí đầu neo.

TÍNH TOÁN – THIẾT KẾ CẦU THANG

CẤU TẠO CẦU THANG TẦNG ĐIỂN HÌNH

Hình 3 1 Mặt bằng cầu thang.

KÍCH THƯỚC SƠ BỘ CẦU THANG

- Cầu thang tầng điển hình của công trình này là loại cầu thang 2 vế dạng bản Mỗi vế thang có 13 bậc thang, kích thước mỗi bậc l h b b (0 150(mm)

- Góc nghiêng của bản thang: b b h 150 tanα= = = 0.536 α= 28.18° l 280 →

- Chọn chiều dày bản thang ban L 0 3360 1320 h = = = 150 (mm)

- Chọn kích thước dầm cầu thang:

TẢI TRỌNG

Bảng 3 1 Tải tác dụng lên bản chiếu nghỉ

STT Loại tải trọng Các lớp cấu tạo Chiều dày

Dung trọng tiêu chuẩn (kN/m 2 )

Tải trọng tính toán (kN/m 2 )

3.3.2 Bản thang (phần bản nghiêng)

- Chiều dày tương đương của lớp thứ i theo phương của bản nghiêng δ tdi

• Lớp bậc thang: b td3 h cosα 0.15×0.881 δ = = = 0.066 (m)

- Trọng lượng của lan can glc= 0.3 kN/m, quy tải lan can trên đơn vị m 2 bản thang:

- Tải trọng tác dụng lên bản thang g có phương thẳng góc với trục của bản ' 2 nghiêng, phân làm 2 lực theo 2 hướng:

• Theo phươc dọc trục bản nghiêng tạo nên lực dọc trong bản nghiêng, để đơn giản khi tính tonas không xét đến thành phần lực dọc này

- Tổng tải trọng tác dụng:

TÍNH TOÁN – THIẾT KẾ CẦU THANG

3.4.1 Sơ đồ tính cầu thang

Qui bản thang về thành dạng tải phân bố đều Xét tỷ số: d b h 400

2.6 3 h 0 =  →liên kết giữa bản thang và dầm chiếu tới là liên kết khớp Chọn sơ đồ tính 2 đầu khớp như hình

Hình 3 2 Sơ đồ tính cầu thang

Hình 3 3 Kết quả moment cầu thang

Bảng 3 2 Kết quả tính toán và bố trí thép cầu thang

TÍNH TOÁN CỐT THÉP DẦM THANG (DẦM CHIẾU TỚI)

Hình 3 4 Kết quả moment dầm chiếu tới

Bảng 3 3 Kết quả tính toán và bố trí thép dầm chiếu tới

TÍNH TOÁN THÉP ĐAI CHO DẦM THANG (DẦM CHIẾU TỚI)

- Lực cắt cực đại: Qmax = 13.67 (kN)

- Khả năng chịu cắt của bê tông:

• R : Khả năng chịu cắt của bê tông, B30 có bt R bt =1.2MPa

•  = b3 0.6 đối với bê tông nặng

- Vậy dầm chiếu tới đủ khả năng chịu cắt nên bố trí cốt đai theo cấu tạo 6a200

Hình 3 5 Kết quả lực cắt cực đại.

TÍNH TOÁN – THIẾT KẾ HỆ KHUNG

TẢI TRỌNG

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

- Tải trọng gió bao gồm 2 thành phần:

• Thành phần tĩnh của gió

• Thành phần động của gió

- 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 tính toán theo phương X và Wtcy là lực gió tính toán theo phương Y, lực gió bằng áp lực gió nhân với diện tích đón gió)

Bảng 4 1 Đặc điểm công trình Địa điểm xây dựng Tỉnh, thành TP Hồ Chí Minh

Quận, huyện Quận Tân Bình

Vùng gió II-A Địa hình B

- Giá trị tiêu chuẩn thành phần tĩnh của áp lực gió Wj tại điểm j ứng với độ cao zj so với mốc chuẩn: j 0 j

W0 : Giá trị áp lực gió lấy theo bản đồ phân vùng kj : Hệ số tính đến sự thay đổi của áp lực gió theo độ cao c : Hệ số khí động – Gió đẩy: 0.80; gió hút: 0.60

 : Hệ số tin cậy của tải trọng gió lấy bằng 1.2

- Theo mục 6.4.1 TCVN 2737:1995, Đối với ảnh hưởng của bão được đánh giá là yếu, giá trị áp lực gió W0 được giảm đi 10 daN/m 2 đối với vùng I-A, 12 daN/m 2 đối với vùng II-A và 15 daN/m 2 đối với vùng III-A Dạng địa hình B

• Công trình của sinh viên nằm ở Q Tân Bình, Tp.Hồ Chí Minh thuộc vùng gió II-A: W 0 = 95 12 − = 83 daN / m ( 2 )

- Hệ số tính đến sự thay đổi của áp lực gió theo độ cao – kj ,xác định dựa vào bảng 5 TCVN 2737:1995

Bảng 4 2 Giá trị tính toán thành phần tĩnh của tải trọng gió

Kích Thước Nhà Theo Phương Cao độ z j

Thành phần tĩnh tính toán Wj=Wo.k zj c (kN/m 2 )

Giá trị tiêu chuẩn gán vào Etabs17

Hình 4 1 Sơ đồ tính toán động lực tải gió tác dụng lên 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 hoạt tải [TCVN 2737:1995] và [TCXD 229:1999] cho phép sử dụng hệ số chiết giảm đối với hoạt tải, Tra bảng 1 [TCXD 229:1999], lấy hệ số chiết giảm là 0.5

- 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

- 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 đinh tần số dao động riêng của công trình

Sử dụng phần mềm Etabs17 khảo sát với 23 mode dao động của công trình và chọn ra những mode để tính toán

Bảng 4 3 Kết quả 05 mode dao động với Mass Source 1TT+0.5HT

Mode Period Tần số UX UY RZ Phương dao động sec f kN-m kN-m kN-m

Bước 2: Công trình này được tính với 1 mode dao động theo phương Y

Bảng 4 4 Kết quả y 1 ứng với modal 1 của phương X và Y

TABLE: Diaphragm Center of Mass Displacements

Story Diaphragm Load Case/Combo UX UY RZ

- Theo điều 6.12 TCVN 2737:1995, giá trị tiêu chuẩn thành động của gió tác dụng lên phần tử j của dạng dao động thứ i được xác định theo công thức:

• M j : Khối lượng tập trung của phần công trình thứ j

•  i : Hệ số động lực ứng với dạng dao động thứ i

•  i : Hệ số được xác định bằng cách chia công trình thành nhiều phần, trong phạm vi mỗi phần tải trọng gió có thể xem như không đổi

• y ji : Biên độ dao động tỉ đối của phần công trình thứ j ứng với dạng dao động riêng thứ i

Hệ số động lực  i ứng với dạng dao động thứ i được xác định dựa vào Đồ thị xác định hệ số động lực cho trong TCVN 2737:1995 phụ thuộc vào thông số

ivà độ giảm lôga của dao động 

Do công trình bằng BTCT nên có = 0.3

Thông số  i xác định theo công thức: i 0 i

•  : Hệ số tin cậy của tải trọng gió lấy bằng 1.2

• W 0 (N/m 2 ) : Giá trị áp lực gió, Đã xác định ở trên W0 = 83 kG/m 2 = 830 N/m 2

• f i : Tần số dao động riêng thứ i

Hệ số  I được xác định bằng công thức: r ji Fj k 1

• Trong công thức trên, WFj là 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 chỉ kể đến ảnh hưởng của xung vận tốc gió, xác định theo công thức:

W =W S  [công thức 4.6 - TCXD 229:1999] Trong đó:

•  i - Hệ số áp lực động của tải trọng gió ở độ cao zj ứng với phần tử thứ j của công trình, Trong TCVN 2737:1995, ứng với thời gian lấy trung bình vận tốc gió là 3s, hệ số áp lực động được xác định theo công thức sau:

• Si - Diện tích mặt đón gió ứng với phần tử thứ j của công trình;

•  - Hệ số tương quan không gian áp lực động của tải trọng gió, phụ thuộc vào tham số  , và dạng dao động [Bảng 4 - TCXD 229:1999]

Bước 3: Nội lực cho thành phần tĩnh và động của tải gió t s d 2 i i 1

- Việc tổ hợp nội lực gió chúng ta phải nhờ đến phần mền ETABS để thực hiện công việc này do quá trình tính toán tổ hợp này rất phức tạp và khối lượng tính toán quá lớn Quá trình tổ hợp nội lực tải trọng được thực hiện theo các bước sau:

Tạo ra 3 trường hợp tải bao gồm:

• Gió tĩnh theo phương X: WTX

• Gió tĩnh theo phương Y: WTY

• Gió động theo phương Y ứng với mode dao động 1: WDY1

• Khai báo các tổ hợp cho các trường hợp tải (COMB)

• Thành phần động gió theo phương Y gồm Mode 1 WDY WDY1

• Tổ hợp nội lực thành phần tĩnh và động của tải trọng gió thông qua

• Gió theo phương X: WX = WTX

• Gió theo phương Y: WY = WDY

“+” WTY; “+”: Tổ hợp theo dạng ADD

- Giá trị tải trọng gió tĩnh ta sẽ gán vào mô hình ETABS ở tâm hình học còn gió động gán vào tâm khối lượng của công trình

Hình 4 3 Công trình chuyển vị do Mode 1

Bảng 4 5 Tính toán thành phần động của gió

Kích Thước Nhà Theo Phương Cao độ z j

Giá trị tiêu chuẩn thành phần động Y

Gán vào sàn theo phương Y

Heọ soỏ áp lực ủoõng ξ j

Heọ soỏ tửụng quan khoâng gian ν 1

Các thành phần động theo phửụng y

Y (m) f 1y = 0.442 Dạng 1 Dạng 1 ε 1 ξ 1 Ψ 1 y 1 Dạng 1 Tính toán

- 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

- Theo [TCVN 9386:2012], có 2 phương pháp tính toán tải trọng động đất là phương pháp tĩnh lực ngang tương đương và phương pháp phân tích phổ dao động

- Với chu kỳ T1 = 2.309 Không thỏa mãn yêu cầu phương pháp tĩnh lực ngang tương đương: T 1 4T C 2.4s

- Nên trong đồ án này tải trọng động đất sẽ được tính toán theo phương pháp phân tích phổ phản ứng dao động theo [Điều 4.3.3.3 TCVN 9386:2012] Việc tính toán tải trọng động đất được thực hiện theo [TCVN 9386:2012] và sự trợ giúp của phần mềm ETABS

4.1.4.1 Phổ phản ứng (theo phương ngang)

[1] Xác định loại đất nền

Dựa vào hồ sơ địa chất xây dựng, tất cả đều có chỉ số NSPT vào khoảng 15-50

→ Đất nền thuộc loại C theo [Điều 3.1.2 - Bảng 3.1 - TCVN 9386:2012: Thiết kế công trình chịu động đất]

[2] Xác định tỉ số a gR /g:

Gia tốc nền ứng với vị trí xây dựng công trình tại: quận Tân Bình, TP Hồ Chí Minh

[3] Xác định hệ số tầm quan trọng:

Hệ số tầm quan trọng với công trình cấp II:  = 1 1.00 [Phụ lục E - TCVN 9386:2012] ứng với công trình nhà chung cư từ 20 – 60 tầng

[4] Xác định gia tốc nền đất thiết kế:

Suy ra: Không thiết kế kháng chấn cho công trình nhưng do yêu cầu đồ án tốt nghiệp sinh viên thiết kế kháng chấn cho công trình

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

Hệ số ứng xử q là hệ số kể đến khả năng có thể tiêu tán năng lượng (tính dẻo) của kết cấu, đối với hệ kết cấu hỗn hợp có vách cứng, đối xứng theo hai phương lấy q = 3.9

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

Phổ thiết kế đàn hồi theo phương nằm ngang

74 Đối với thành phần nằm ngang của tác động động đất, phổ thiết kế không thứ nguyên Sd(T) được xác định như sau:

• Sd(T) : Phổ phản ứng đàn hồi

• T : Chu kì dao động của hệ tuyến tính một bậc tự do

• ag : Gia tốc nền thiết kế

• TB : Giới hạn dưới của chu kì ứng với đoạn nằm ngang của phổ phản ứng gia tốc

• TC : Giới hạn trên của chu kì ứng với đoạn nằm ngang của phổ phản ứng gia tốc

• TD : Giá trị xác định điểm bắt đầu của phản ứng dịch chuyển không đổi trong phổ phản ứng

• β = 0.2: Hệ số ứng với cận dưới phổ thiết kế theo phương nằm ngang

Bảng 4 6 Giá trị tham số mô tả phổ phản ứng đàn hồi

Bảng 4 7 Kết quả 23 mode dao động với Mass Source 1TT+0.24HT

Case Mode Period Tần số Case Mode Period Tần số sec 1/sec sec 1/sec

Modal 7 0.202 4.95 Modal 19 0.049 20.408 Modal 8 0.159 6.289 Modal 20 0.047 21.277 Modal 9 0.152 6.579 Modal 21 0.042 23.81 Modal 10 0.109 9.174 Modal 22 0.04 25 Modal 11 0.099 10.101 Modal 23 0.039 25.641 Modal 12 0.09 11.111

4.1.4.2 Phổ phản ứng (theo phương đứng)

Theo Điều 4.3.3.5.2, TCVN 9386:2012, “Thiết kế công trình chịu động đất”, thành phần đứng của tải trọng động đất chỉ cần xem xét khi a vg 0.25g Công trình nằm ở TP Hồ Chí Minh với:

2 2 vg g a =0.9a = 0.775 (m/s ) < 0.25 9.81 =2.452 (m/s ) nên không cần xét đến thành phần đứng của tải động đất

Bảng 4 8 Kết quả phổ phản úng theo phương ngang

KHAI BÁO CÁC TRƯỜNG HỢP TẢI TRỌNG VÀ TỔ HỢP TẢI TRỌNG

Bảng 4 9 Các trường hợp tải trọng tiêu chuẩn: Trong đó, tải động đất tính theo phương pháp sử dụng phổ thiết kế

Stt Tên trường hợp tải Ký hiệu Type Self weight

1 Trọng lượng bản thân cấu kiện DL Dead 1

2 Tải trọng hoàn thiện SDL Super dead 0

3 Tải trọng tường WL Dead 0

4 Hoạt tải sử dụng 1 LL1 Live 0 < 2 kN/m2

5 Hoạt tải sử dụng 2 LL2 Live 0 ≥ 2 kN/m2

6 Gió tĩnh phương X WTX Wind 0 User defined

7 Gió tĩnh phương Y WTY Wind 0 User defined

Chú ý: Tải động đất tính theo phương pháp sử dụng phổ thiết kế Tải động đất sẽ được khai báo trong phần Define - Respone spectrum function và Respone spectrum case

4.2.2 Các trường hợp tổ hợp tải trọng tính toán – TTGH I.

Bảng 4 10 Các trường hợp tổ hợp tải trọng tính toán – TTGH I

3 Comb1 Add DL; SDL; WL; LL1; LL2 1.1; 1.2; 1.1; 1.3; 1.2

4 Comb2 Add DL; SDL; WL; WX 1.1; 1.2; 1.1; 1.2

5 Comb3 Add DL; SDL; WL; WX 1.1; 1.2; 1.1; -1.2

6 Comb4 Add DL; SDL; WL; WY 1.1; 1.2; 1.1; 1.2

7 Comb5 Add DL; SDL; WL; WY 1.1; 1.2; 1.1; -1.2

8 Comb6 Add DL; SDL; WL; LL1; LL2; WX 1.1; 1.2; 1.1; 1.17; 1.08; 1.08

9 Comb7 Add DL; SDL; WL; LL1; LL2; WX 1.1; 1.2; 1.1; 1.17; 1.08; -1.08

10 Comb8 Add DL; SDL; WL; LL1; LL2; WY 1.1; 1.2; 1.1; 1.17; 1.08; 1.08

11 Comb9 Add DL; SDL; WL; LL1; LL2; WY 1.1; 1.2; 1.1; 1.17; 1.08; -1.08

12 Comb10 Add DL; SDL; WL; QX; QY 1.1; 1.2; 1.1; 1; 0.3

13 Comb11 Add DL; SDL; WL; QX; QY 1.1; 1.2; 1.1; -1; 0.3

14 Comb12 Add DL; SDL; WL; QY; QX 1.1; 1.2; 1.1; 1; 0.3

15 Comb13 Add DL; SDL; WL; QY; QX 1.1; 1.2; 1.1; -1; 0.3

16 Comb14 Add DL; SDL; WL; LL1; LL2; QX 1.1; 1.2; 1.1; 0.39; 0.36; 1

17 Comb15 Add DL; SDL; WL; LL1; LL2; QX 1.1; 1.2; 1.1; 0.39; 0.36; -1

18 Comb16 Add DL; SDL; WL; LL1; LL2; QY 1.1; 1.2; 1.1; 0.39; 0.36; 1

19 Comb17 Add DL; SDL; WL; LL1; LL2; QY 1.1; 1.2; 1.1; 0.39; 0.36; -1

20 Comb18 Add DL; SDL; WL; LL1; LL2; QX; QY 1.1; 1.2; 1.1; 0.39; 0.36; 1; 0.3

21 Comb19 Add DL; SDL; WL; LL1; LL2; QX; QY 1.1; 1.2; 1.1; 0.39; 0.36; 1; -0.3

22 Comb20 Add DL; SDL; WL; LL1; LL2; QX; QY 1.1; 1.2; 1.1; 0.39; 0.36; -1; 0.3

23 Comb21 Add DL; SDL; WL; LL1; LL2; QX; QY 1.1; 1.2; 1.1; 0.39; 0.36; -1; -0.3

24 Comb22 Add DL; SDL; WL; LL1; LL2; QY; QX 1.1; 1.2; 1.1; 0.39; 0.36; 1; 0.3

25 Comb23 Add DL; SDL; WL; LL1; LL2; QY; QX 1.1; 1.2; 1.1; 0.39; 0.36; 1; -0.3

26 Comb24 Add DL; SDL; WL; LL1; LL2; QY; QX 1.1; 1.2; 1.1; 0.39; 0.36; -1; 0.3

27 Comb25 Add DL; SDL; WL; LL1; LL2; QY; QX 1.1; 1.2; 1.1; 0.39; 0.36; -1; -0.3

4.2.3 Các trường hợp tổ hợp tải trọng tính toán – TTGH II

Bảng 4 11 Các trường hợp tổ hợp tải trọng tiêu chuẩn – TTGH II

3 Comb1_TC Add DL; SDL; WL; LL1; LL2 1; 1; 1; 1; 1

4 Comb2_TC Add DL; SDL; WL; WX 1; 1; 1; 1

5 Comb3_TC Add DL; SDL; WL; WX 1; 1; 1; -1

6 Comb4_TC Add DL; SDL; WL; WY 1; 1; 1; 1

7 Comb5_TC Add DL; SDL; WL; WY 1; 1; 1; -1

8 Comb6_TC Add DL; SDL; WL; LL1; LL2; WX 1; 1; 1; 0.9; 0.9; 0.9

9 Comb7_TC Add DL; SDL; WL; LL1; LL2; WX 1; 1; 1; 0.9; 0.9; -0.9

10 Comb8_TC Add DL; SDL; WL; LL1; LL2; WY 1; 1; 1; 0.9; 0.9; 0.9

11 Comb9_TC Add DL; SDL; WL; LL1; LL2; WY 1; 1; 1; 0.9; 0.9; -0.9

12 Comb10_TC Add DL; SDL; WL; QX; QY 1; 1; 1; 1; 0.3

13 Comb11_TC Add DL; SDL; WL; QX; QY 1; 1; 1; -1; 0.3

14 Comb12_TC Add DL; SDL; WL; QY; QX 1; 1; 1; 1; 0.3

15 Comb13_TC Add DL; SDL; WL; QY; QX 1; 1; 1; -1; 0.3

16 Comb14_TC Add DL; SDL; WL; LL1; LL2; QX 1; 1; 1; 0.3; 0.3; 1

17 Comb15_TC Add DL; SDL; WL; LL1; LL2; QX 1; 1; 1; 0.3; 0.3; -1

18 Comb16_TC Add DL; SDL; WL; LL1; LL2; QY 1; 1; 1; 0.3; 0.3; 1

19 Comb17-TC Add DL; SDL; WL; LL1; LL2; QY 1; 1; 1; 0.3; 0.3; -1

20 Comb18_TC Add DL; SDL; WL; LL1; LL2; QX; QY 1; 1; 1; 0.3; 0.3; 1; 0.3

21 Comb19_TC Add DL; SDL; WL; LL1; LL2; QX; QY 1; 1; 1; 0.3; 0.3; 1; -0.3

22 Comb20_TC Add DL; SDL; WL; LL1; LL2; QX; QY 1; 1; 1; 0.3; 0.3; -1; 0.3

23 Comb21_TC Add DL; SDL; WL; LL1; LL2; QX; QY 1; 1; 1; 0.3; 0.3; -1; -0.3

24 Comb22_TC Add DL; SDL; WL; LL1; LL2; QY; QX 1; 1; 1; 0.3; 0.3; 1; 0.3

25 Comb23_TC Add DL; SDL; WL; LL1; LL2; QY; QX 1; 1; 1; 0.3; 0.3; 1; -0.3

26 Comb24_TC Add DL; SDL; WL; LL1; LL2; QY; QX 1; 1; 1; 0.3; 0.3; -1; 0.3

27 Comb25_TC Add DL; SDL; WL; LL1; LL2; QY; QX 1; 1; 1; 0.3; 0.3; -1; -0.3

28 Combbao_TC Enve Comb1; …….; Comb25 1; …….; 1

TIẾT DIỆN HỆ KHUNG

- Chọn chiều dày bản sàn : (Xem mục 2.2.2.1)

• Tầng 02 – tầng 20 : chọn hb = 250 mm

• Tầng hầm 03 – tầng 01 : chọn hb = 300 mm

- Chọn tiết diện vách : (Xem mục 2.2.2.2), chọn t = 300 mm

- Chọn tải cầu thang : (Xem mục 3.4 và mục 3.6)

- Chọn tiết diện dầm : (Xem mục 2.2.2.4)

- Chọn tiết diện cột : (Xem mục 2.2.2.5)

KIỂM TRA ỔN ĐỊNH TỔNG THỂ CÔNG TRÌNH

4.4.1 Kiểm tra chu kỳ dao động

Hình 4 4 Chu kỳ modal 01 ở sàn tầng 20F (sàn tầng cao nhất của điển hình)

- Sau khi khai báo sàn, dầm, vách, gán tải trọng Sinh viên kiểm tra chu kỳ dao động theo công thức kinh nghiệm: tan g n 23 t 2.3(s)

- Kết quả cho thấy modal 01 của tầng 20F là 2.246s (xem hình 4.4) và xem chuyển dộng của sàn 20F, thấy modal 01F không bị xoắn và đủ độ cứng theo yêu cầu Sinh viên chuyển qua gán gió tĩnh, gió động và động đất

Do lõi cứng tập trung ở trọng tâm tòa nhà và trải dài theo phương X nên độ cứng của tòa nhà theo phương X là lớn, và lớn hơn rất nhiều so với phương Y Nên không có (rất nhỏ) dao động theo phương X

4.4.2 Kiểm tra chuyển vị đỉnh

Hình 4 5 Chuyển vị đỉnh xuất từ Etabs17

- Sinh viên kiểm tra chuyển vị đỉnh công trình nên theo tiêu chuẩn TCXD 198:1997, chuyển vị theo phương ngang tại đinh kết cấu của nhà cao tầng tính theo phương pháp đàn hồi thoả mãn điểu kiện sau:

- Đối với kết cấu Khung – Vách H f  750 Trong đó:

• f là chuyển vị theo phương ngang tại đỉnh kết cấu

• H là chiểu cao công trình (bao gồm tầng hầm) max

4.4.3 Kiểm tra độ lệch tầng

Hình 4 6 Chuyển vị lệch tầng của công trình xuất từ Etabs 17

- Sinh viên kiểm tra chuyển vị độ lệch tầng công trình nên theo tiêu chuẩn TCVN 9386:2012, h ạn chế chuyển vị ngang tương đối giữa các tầng:

• Đối với các nhà có bộ phận phi kết cấu bằng vật liệu giòn được gắn vào kết cấu: d r  0.005h

Trong đó: dr là chuyển vị ngang thiết kế tương đối giữa các tầng; h là chiều cao tầng;

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

- Nếu thực hiện phân tích tuyến tính thì các chuyển vị gây ra bởi tác động động đất thiết kế phải được tính toán trên cơ sở các biến dạng đàn hồi của hệ kết cấu bằng biểu thức đơn giản sau: d r =d s =q d d c

Trong đó: ds là chuyển vị của một điểm của hệ kết cấu gây ra bởi tác động động đất thiết kế; qd là hệ số ứng xử chuyển vị, giả thiết bằng q trừ phi có quy định khác; dc là chuyển vị của cùng điểm đó của hệ kết cấu được xác định bằng phân tích tuyến tính dựa trên phổ phản ứng thiết kế

- Theo thông tư số 10/2013/TT-BXD Bảng I.2 Phân cấp các loại công trình dân dụng không có trong danh much bảng I.1 thì cấp công trình là loại II vì:

• Tầm quan trọng: Thành phố trực thuộc TW

• Chiều dài nhịp kết cấu (m) 36 72

• Tổng diện tích sàn (nghìn m 2 )  5 15

→  = 0.4 cho các mức độ quan trọng cấp II

- Ta lập phương trình: r s d c c c c r d d q d qd 0.005h 0.005 3.6 d d 0.0115(m) d 0.005h q 3.9 0.4

Theo Điều 3.2 TCVN 198:1997 – Nhà cao tầng BTCT có tỉ lệ chiều cao chiều rộng bé hơn 5 phải kiểm tra chống lật dưới tác dụng của tải động đất và tải gió Áp dụng: H 88.8 4.83 5

B = 18.35 =  →Không cần kiểm tra khả năng chống lật của công trình.

TÍNH TOÁN – THIẾT KẾ CỘT

Sinh viện chọn 2 trục: Trục 3 và Trục G để tính toán Vách – Cột

Hình 4 7 Khung trục 3 (bên trái) và khung trục G (bên phải)

4.5.1 Phương pháp tính toán cột

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

- Xét tiết diện có cạnh Cx, Cy Điều kiện để áp dụng phương pháp gần đúng là

C cốt thép được đặt theo chu vi

Bản chất của phương pháp này là đưa bài toán lệch tâm xiên thành bài toán lệch tâm phẳng tương đương

- Bước 1: Kiểm tra điều kiện tính toán của cột lệch tâm xiên y x

 C  ; Với Cx, Cy lần lượt là cạnh của tiết diện cột

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

Chiều dài tính toán: l ox =   x l và l oy =   y l Độ lệch tâm ngẫu nhiên: e ax max l ox ;C x

  Độ lệch tâm tĩnh học: 1x M x e = N và 1y M y e = N Độ lệch tâm tính toán: eox =max e ;e( ax 1x ) và e oy = max e ;e ( ay 1y ) Độ mảnh theo hai phương: x ox x l 0.288C

 Tính hệ số ảnh hưởng của uốn dọc

Nếu   x 28→  = x 1 (bỏ qua ảnh hưởng của uốn dọc)

  →  − (kể đến ảnh hưởng của uốn dọc)

= 12 Moment tăng lên do uốn dọc: M ' x = N x ox e

Theo phương Y : tương tự phương X

- Bước 3: Quy đổi bài toán lệch tâm xiên sang bài toán lệch tâm phẳng tương đương Đưa bài toán lệch tâm xiên về bài toán lệch tâm phẳng tương đương theo phương

- Bước 4: Tính toán tiết diện thép yêu cầu

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

→ = + b Độ lệch tâm tính toán o h e e a

 =  → nén lệch tâm rất bé, tính toán gần như nén đúng tâm

Hệ số độ lệch tâm  e :

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

Diện tích toàn bộ cốt thép tính như sau: e b e st sc b

 =  và x 1   R h o → tính theo trường hợp nén lệch tâm bé

Xác định lại chiều cao vùng nén x:

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

 =  và x 1   R h o → tính theo trường hợp nén lệch tâm lớn

Diện tích toàn bộ cốt thép được tính như sau:

- Bước 5: Kiểm tra hàm lượng thép

Thỏa yêu cầu về kết cấu: tt s min tt max o

Thỏa yêu cầu về kinh tế:

Hàm lượng thép hợp lý: 1%   tt 3% (thiết kế có kháng chấn)

- Bước 6: Bố trí cốt thép

Cốt thép dọc cột chịu nén lệch tâm xiên được đặt theo chu vi, trong đó cốt thép được đặt theo cạnh b có mật độ lớn hơn hoặc bằng mật độ theo cạnh h

Quy định khoảng cách giữa hai cốt dọc kề nhau: 50 t 400

4.5.3 Tính toán cốt thép cột

Bảng 4 12 Kết quả tính thép cột

Story Column Load Loc P M y M x L C x C y a A s μ% Chọn thép Aschon kN kN.m kN.m cm cm cm cm cm² cm²

20F C28 Comb9 Max 3.9 -5567.48 -257.771 -10.4949 3.9 70 50 4 42.083993 1.3069563 8ỉ28 49.2352 19F C28 Comb9 Min 0 -5756.72 -256.748 -8.8404 3.6 70 50 4 46.896992 1.4564283 8ỉ28 49.2352 18F C28 Comb9 Min 0 -5757.4 -256.787 -9.5761 3.6 70 50 4 46.964388 1.4585214 8ỉ28 49.2352 17F C28 Comb9 Min 0 -8761.4 -270.763 -23.1953 3.6 80 60 4 66.649647 1.4877153 12ỉ28 73.8528 16F C28 Comb9 Max 3.6 -8881.1 -281.847 -23.3782 3.6 80 60 4 71.682837 1.6000633 12ỉ28 73.8528 15F C28 Comb9 Max 3.6 -8900.8 -292.931 -23.5611 3.6 80 60 4 73.688108 1.6448238 12ỉ28 73.8528 14F C28 Comb9 Min 0 -8850.5 -314.015 -23.744 3.6 80 60 4 74.882866 1.6714925 14ỉ28 86.1616 13F C28 Comb9 Min 0 -8895.2 -315.099 -23.9269 3.6 80 60 4 76.382469 1.7049658 14ỉ28 86.1616 12F C28 Comb9 Min 0 -8781.9 -356.183 -24.1098 3.6 80 60 4 78.457724 1.7512885 14ỉ28 86.1616 11F C28 Comb9 Min 0 -8786.6 -357.267 -24.2927 3.6 80 60 4 78.754407 1.7579109 14ỉ28 86.1616 10F C28 Comb9 Min 0 -8789.3 -368.351 -24.4756 3.6 80 60 4 80.369328 1.7939582 14ỉ28 86.1616 09F C28 Comb9 Min 0 -8854 -379.435 -24.6585 3.6 80 60 4 83.852735 1.8717128 14ỉ28 86.1616 08F C28 Comb9 Min 0 -8858.7 -381.519 -25.0243 3.6 80 60 4 84.300135 1.8816994 14ỉ28 86.1616 07F C28 Comb9 Min 0 -8893.4 -381.603 -25.0243 3.6 80 60 4 85.347156 1.9050704 14ỉ28 86.1616 06F C28 Comb9 Min 0 -8828.1 -392.687 -25.2072 3.6 80 60 4 84.972964 1.896718 14ỉ28 86.1616

05F C28 Comb9 Min 0 -11262.4 -518.9 -26.991 3.6 90 70 4 90.012545 1.5153627 16ỉ28 98.4704 04F C28 Comb9 Min 0 -1425.77 -1190.98 -28.02 4.5 90 70 4 90.605745 1.5253492 16ỉ28 98.4704 03F C28 Comb9 Min 0 -1598.98 -1200.01 -21.744 4.3 90 70 4 86.846127 1.462056 16ỉ28 98.4704 02F C28 Comb9 Min 0 -10872.7 -592.84 -95.4681 4.5 90 70 4 90.648608 1.5260708 16ỉ28 98.4704 01F C28 Comb9 Min 3.4 -12613.4 -997.875 -89.3444 4.2 100 80 4 92.067718 1.2114173 16ỉ28 98.4704 01BASE C28 Comb1 0 -1354.54 -1297.33 -93.3179 3.3 100 80 4 87.955865 1.157314 16ỉ28 98.4704 02BASE C28 Comb1 0 -13613.4 -797.875 -29.3444 3.3 100 80 4 96.770666 1.2732982 16ỉ28 98.4704 20F C33 Comb8 Min 3.9 -2857.82 -14.4673 71.4651 3.9 50 40 4 1.4089232 0.0765719 4ỉ28 24.6176 19F C33 Comb8 Max 0 -2917.62 -12.9941 73.8035 3.6 50 40 4 3.1714658 0.1723623 4ỉ28 24.6176 18F C33 Comb8 Min 3.6 -3090.26 -12.9343 73.3711 3.6 50 40 4 8.2748525 0.4497202 4ỉ28 24.6176 17F C33 Comb8 Max 0 -5434.11 -12.8807 -74.6048 3.6 60 50 4 28.503419 1.0179792 6ỉ28 36.9264 16F C33 Comb8 Min 3.6 -5486.41 -9.8884 55.9073 3.6 60 50 4 28.025722 1.0009186 6ỉ28 36.9264 15F C33 Comb9 Max 3.6 -5338.7 -46.9296 99.9694 3.6 60 50 4 30.129441 1.0760514 6ỉ28 36.9264 14F C33 Comb9 Min 0 -5391 -2.4394 -90.7093 3.6 60 50 4 28.360199 1.0128643 6ỉ28 36.9264 13F C33 Comb9 Min 0 -5343.3 -1.3767 -90.7766 3.6 60 50 4 26.852182 0.9590065 6ỉ28 36.9264 12F C33 Comb9 Min 0 -5400.64 -1.314 -106.98 3.6 60 50 4 30.362283 1.0843673 6ỉ28 36.9264 11F C33 Comb9 Min 0 -5309.49 -1.7487 -112.402 3.6 60 50 4 28.20025 1.0071518 6ỉ28 36.9264 10F C33 Comb1 3.6 -5341.79 -1.8114 94.5055 3.6 60 50 4 27.2296 0.9724857 6ỉ28 36.9264

09F C33 Comb1 3.6 -5374.09 -2.8741 -109.784 3.6 60 50 4 29.942969 1.0693918 6ỉ28 36.9264 08F C33 Comb1 0 -5406.4 -5.4683 -111.189 3.6 60 50 4 31.223572 1.1151276 6ỉ28 36.9264 07F C33 Comb1 0 -5438.7 -1.9365 -105.014 3.6 60 50 4 31.342955 1.1193913 6ỉ28 36.9264 06F C33 Comb1 0 -5609.4 -7.5937 -98.0518 3.6 60 50 4 36.102322 1.2893686 6ỉ28 36.9264 05F C33 Comb8 Max 0 -6208.82 -10.1227 -148.114 3.6 70 50 4 32.453305 0.9834335 6ỉ28 36.9264 04F C33 Comb1 0 -6243.69 -10.2275 -150.574 4.5 70 50 4 34.362987 1.0413026 6ỉ28 36.9264 03F C33 Comb8 Max 0 -6281.77 -10.3323 -153.034 4.3 70 50 4 35.498798 1.0757212 6ỉ28 36.9264 02F C33 Comb9 Min 0 -6272.04 -10.4371 -155.494 4.5 70 50 4 35.701075 1.0818508 6ỉ28 36.9264 01F C33 Comb1 0 -8704.26 -10.7086 -257.955 4.2 80 60 4 51.942721 1.1390948 10ỉ28 61.544 01BASE C33 Comb1 0 -8823.33 -10.3134 -260.415 3.3 80 60 4 55.749311 1.2225726 10ỉ28 61.544 02BASE C33 Comb1 0 -8986.97 -10.9182 -155.875 3.3 80 60 4 52.501237 1.1513429 10ỉ28 61.544 20F C34 Comb8 Min 3.9 -6688.5 -9.3067 -44.1292 3.9 70 50 4 37.941524 1.1497432 8ỉ32 64.3072 19F C34 Comb4 Max 0 -6699.23 -19.2821 -43.4957 3.6 70 50 4 38.679784 1.1721147 8ỉ32 64.3072 18F C34 Comb4 Min 3.6 -6862.39 -18.9063 -41.121 3.6 70 50 4 43.462638 1.3170496 8ỉ32 64.3072 17F C34 Comb8 Min 3.6 -9153.17 -18.5056 -37.9646 3.6 80 60 4 49.273846 1.0805668 8ỉ32 64.3072 16F C34 Comb8 Min 3.6 -9240.58 -3.4826 -9.5313 3.6 80 60 4 49.425706 1.0838971 8ỉ32 64.3072 15F C34 Comb8 Min 3.6 -9388.5 -77.3367 -55.5631 3.6 80 60 4 65.177708 1.4548595 10ỉ32 80.384 14F C34 Comb9 Min 0 -9406.02 -72.7932 -59.8757 3.6 80 60 4 65.385938 1.4595075 10ỉ32 80.384

13F C34 Comb9 Min 0 -9404.17 -79.7697 -65.4712 3.6 80 60 4 66.217437 1.4780678 10ỉ32 80.384 12F C34 Comb9 Min 0 -9582.41 -79.1055 -7.8227 3.6 80 60 4 69.889896 1.5600423 10ỉ32 80.384 11F C34 Comb9 Min 0 -9685.48 -73.8027 -9.6356 3.6 80 60 4 72.594869 1.6204212 10ỉ32 80.384 10F C34 Comb9 Min 0 -9735.4 -77.1347 -2.1874 3.6 80 60 4 74.248335 1.6573289 10ỉ32 80.384 09F C34 Comb9 Min 0 -9798.65 -80.2726 -2.2404 3.6 80 60 4 76.52127 1.7080641 10ỉ32 80.384 08F C34 Comb9 Min 0 -9861.08 -82.4394 -2.6106 3.6 80 60 4 78.680729 1.7562663 10ỉ32 80.384 07F C34 Comb9 Min 0 -9900.54 -88.0567 -4.47 3.6 80 60 4 80.326679 1.7974705 10ỉ32 80.384 06F C34 Comb9 Min 0 -11100.8 -100.234 -13.3609 3.6 80 60 4 119.12444 2.6590277 16ỉ32 128.6144 05F C34 Comb9 Min 0 -13551.5 -105.301 -13.5768 3.6 90 70 4 119.34449 2.0091665 16ỉ32 128.6144 04F C34 Comb9 Min 0 -13558.5 -109.899 -17.3382 4.5 90 70 4 121.44593 2.0445443 16ỉ32 128.6144 03F C34 Comb9 Min 4.3 -13700.2 -92.6671 -96.7796 4.3 90 70 4 125.86045 2.1188627 16ỉ32 128.6144 02F C34 Comb9 Min 0 -13799.7 -93.5193 -99.928 4.5 90 70 4 129.69706 2.1834522 18ỉ32 144.6912 01F C34 Comb9 Min 3.6 -16715 61.0605 69.5409 4.2 100 80 4 130.24112 1.7136989 18ỉ32 144.6912 01BASE C34 Comb9 Min 0 -16889 56.05 15.8561 3.3 100 80 4 134.02944 1.7635452 18ỉ32 144.6912 02BASE C34 Comb9 Min 0 -16900.3 83.8031 30.3228 3.3 100 80 4 136.67778 1.7983919 18ỉ32 144.6912 20F C35 Comb8 Min 3.9 -6411.23 -24.5508 49.2433 3.9 70 50 4 30.5868 0.9268727 4ỉ32 32.1536 19F C35 Comb4 Max 0 -6410.86 -24.3454 43.8246 3.6 70 50 4 30.112621 0.9125037 4ỉ32 32.1536 18F C35 Comb4 Min 3.6 -6433.68 -23.2208 41.6986 3.6 70 50 4 30.581858 0.926723 4ỉ32 32.1536

17F C35 Comb8 Min 3.6 -8485.18 -122.373 -49.8541 3.6 80 60 4 41.86352 0.9344536 6ỉ32 48.2304 16F C35 Comb8 Min 3.6 -8547.98 -121.049 -48.6227 3.6 80 60 4 43.615623 0.973563 6ỉ32 48.2304 15F C35 Comb8 Min 3.6 -8590.77 -119.725 -47.3913 3.6 80 60 4 44.752022 0.9989291 6ỉ32 48.2304 14F C35 Comb9 Min 0 -8693.56 -118.401 -46.1599 3.6 80 60 4 47.738837 1.0655991 6ỉ32 48.2304 13F C35 Comb9 Min 0 -8736.35 -117.077 -44.9285 3.6 80 60 4 48.876689 1.0909975 8ỉ32 64.3072 12F C35 Comb9 Min 0 -8799.15 -115.752 -43.6971 3.6 80 60 4 50.631898 1.1301763 8ỉ32 64.3072 11F C35 Comb9 Min 0 -8861.94 -114.428 -42.4657 3.6 80 60 4 52.387834 1.1693713 8ỉ32 64.3072 10F C35 Comb9 Min 0 -8824.73 -113.104 -41.2343 3.6 80 60 4 51.059927 1.1397305 8ỉ32 64.3072 09F C35 Comb9 Min 0 -8987.52 -111.78 -40.0029 3.6 80 60 4 55.901822 1.2478085 8ỉ32 64.3072 08F C35 Comb9 Min 0 -9050.31 -110.456 -38.7715 3.6 80 60 4 57.659838 1.28705 8ỉ32 64.3072 07F C35 Comb9 Min 0 -9113.11 -109.131 -37.5401 3.6 80 60 4 59.418515 1.3263061 8ỉ32 64.3072 06F C35 Comb9 Min 0 -9175.9 -107.807 -36.3087 3.6 80 60 4 61.177835 1.3655767 8ỉ32 64.3072 05F C35 Comb9 Min 0 -12523 -60.6961 -130.573 3.6 90 70 4 85.983306 1.4282941 12ỉ32 96.4608 04F C35 Comb9 Min 0 -12536.7 -58.7716 -123.836 4.5 90 70 4 85.906605 1.42702 12ỉ32 96.4608 03F C35 Comb9 Min 4.3 -12550.5 -56.8471 -117.099 4.3 90 70 4 85.831672 1.4257753 12ỉ32 96.4608 02F C35 Comb9 Min 0 -12564.2 -54.9226 -110.362 4.5 90 70 4 85.758491 1.4245596 12ỉ32 96.4608 01F C35 Comb9 Min 3.6 -15800.1 84.2154 -57.2471 4.2 100 80 4 103.4243 1.3608461 14ỉ32 112.5376 01BASE C35 Comb9 Min 0 -15702.7 87.8459 -69.1641 3.3 100 80 4 100.95798 1.3283945 14ỉ32 112.5376

02BASE C35 Comb9 Min 0 -15747.3 94.5578 -78.6886 3.3 100 80 4 103.03744 1.3557558 14ỉ32 112.5376 20F C36 Comb8 Min 3.9 -3332.59 -19.0271 -82.826 3.9 50 40 4 17.794784 0.9671078 4ỉ32 32.1536 19F C36 Comb8 Max 0 -3391.7 -17.3192 -66.8822 3.6 50 40 4 16.843089 0.9153853 4ỉ32 32.1536 18F C36 Comb8 Min 3.6 -3438.16 -17.2354 -56.7017 3.6 50 40 4 16.842649 0.9153613 4ỉ32 32.1536 17F C36 Comb5 Min 0 -5077.39 -17.2187 93.3942 3.6 60 50 4 19.827191 0.708114 4ỉ32 32.1536 16F C36 Comb9 Max 3.6 -5122.59 -13.3443 99.3674 3.6 60 50 4 21.662406 0.7736574 4ỉ32 32.1536 15F C36 Comb9 Max 3.6 -5115.22 -63.5316 107.4431 3.6 60 50 4 25.099143 0.896398 4ỉ32 32.1536 14F C36 Comb9 Min 0 -5262.2 -26.0663 99.7112 3.6 60 50 4 26.642597 0.9515213 4ỉ32 32.1536 13F C36 Comb9 Min 0 -5341.13 -22.4153 104.2759 3.6 60 50 4 29.366192 1.0487926 4ỉ32 32.1536 12F C36 Comb9 Min 0 -5354.03 -26.6333 109.8526 3.6 60 50 4 30.61301 1.0933218 4ỉ32 32.1536 11F C36 Comb9 Min 0 -5492.41 -27.4377 102.242 3.6 60 50 4 34.028467 1.2153024 6ỉ32 48.2304 10F C36 Comb1 3.6 -5443.35 -48.7794 100.7564 3.6 60 50 4 33.510554 1.1968055 6ỉ32 48.2304 09F C36 Comb8 Min 3.6 -5470.09 -47.7016 99.1286 3.6 60 50 4 34.085024 1.2173223 6ỉ32 48.2304 08F C36 Comb9 Min 0 -5516.59 -41.9789 90.1948 3.6 60 50 4 34.207321 1.22169 6ỉ32 48.2304 07F C36 Comb9 Min 0 -6665.29 -46.8891 93.5035 3.6 60 50 4 47.963474 2.4986955 6ỉ32 48.2304 06F C36 Comb1 0 -6728.95 -21.2777 93.8978 3.6 60 50 4 48.645073 2.5230383 6ỉ32 48.2304 05F C36 Comb9 Min 0 -6868.45 -201.979 85.0112 3.6 70 50 4 74.275339 2.3066875 10ỉ32 80.384 04F C36 Comb8 Max 0 -6857.9 -200.264 74.0084 4.5 70 50 4 74.968991 2.3282295 10ỉ32 80.384

03F C36 Comb1 0 -6838.24 -198.112 74.7626 4.3 70 50 4 73.63653 2.2868487 10ỉ32 80.384 02F C36 Comb9 Min 0 -6771.43 -176.183 91.542 4.5 70 50 4 69.283349 2.1516568 10ỉ32 80.384 01F C36 Comb1 0 -9724.22 -312.7 169.2686 4.2 80 60 4 108.12666 2.4135416 16ỉ32 128.6144 01BASE C36 Comb1 0 -10765.2 24.3108 222.486 3.3 80 60 4 112.49935 2.467091 16ỉ32 128.6144 02BASE C36 Comb1 0 -11071.8 48.1089 89.7954 3.3 80 60 4 112.86078 2.4750172 16ỉ32 128.6144 20F C41 Comb8 Min 3.9 -4500.13 -90.1266 82.108 3.9 60 40 4 44.923542 2.0797936 6ỉ32 48.2304 19F C41 Comb8 Max 0 -4533.19 -102.718 80.4214 3.6 60 40 4 47.963538 2.2205341 6ỉ32 48.2304 18F C41 Comb8 Min 3.6 -4598.85 -94.4242 63.8558 3.6 60 40 4 47.316107 2.1905605 6ỉ32 48.2304 17F C41 Comb8 Min 3.6 -4644.56 -94.3427 77.7633 3.6 60 40 4 49.468924 2.290228 8ỉ32 64.3072 16F C41 Comb8 Min 3.6 -4709.1 -80.3873 71.8904 3.6 60 40 4 48.350108 2.2384309 8ỉ32 64.3072 15F C41 Comb8 Min 3.6 -4813.53 -69.1846 57.6752 3.6 60 40 4 48.750936 2.2569878 8ỉ32 64.3072 14F C41 Comb8 Min 3.6 -4938.6 -70.7091 55.8531 3.6 60 40 4 52.84958 2.4467398 8ỉ32 64.3072 13F C41 Comb8 Min 3.6 -4962.82 -67.066 52.8688 3.6 60 40 4 52.792995 2.4441201 8ỉ32 64.3072 12F C41 Comb8 Min 3.6 -5085.4 -63.584 49.013 3.6 60 40 4 55.818091 2.5841709 8ỉ32 64.3072 11F C41 Comb8 Min 3.6 -5105.45 -58.7387 45.063 3.6 60 40 4 55.40181 2.5648986 8ỉ32 64.3072 10F C41 Comb8 Min 3.6 -5121.94 -52.2784 40.1658 3.6 60 40 4 54.570842 2.5264279 8ỉ32 64.3072 09F C41 Comb8 Min 3.6 -5234.64 -49.3499 34.2588 3.6 60 40 4 57.347601 2.6549815 8ỉ32 64.3072 08F C41 Comb8 Min 3.6 -5259.06 -54.2987 33.3274 3.6 60 40 4 58.915014 2.7275469 8ỉ32 64.3072

07F C41 Comb8 Min 3.6 -5295.41 -57.4275 31.5416 3.6 60 40 4 60.51267 2.8015125 8ỉ32 64.3072 06F C41 Comb8 Min 3.6 -5344.24 -60.4425 28.8182 3.6 60 40 4 62.442128 2.8908393 8ỉ32 64.3072 05F C41 Comb8 Min 3.6 -7106.46 -70.8964 27.8643 3.6 70 50 4 60.21644 1.8700758 10ỉ32 80.384 04F C41 Comb8 Min 4.5 -7199.24 -70.1931 16.9752 4.5 70 50 4 64.801118 2.0124571 10ỉ32 80.384 03F C41 Comb8 Min 4.3 -7225.55 -73.7847 17.696 4.3 70 50 4 65.599825 2.0372616 10ỉ32 80.384 02F C41 Comb8 Min 0 -7554.17 -29.8486 76.9517 4.5 70 50 4 68.943962 2.089211 10ỉ32 80.384 01F C41 Comb8 Min 0 -9613.08 -25.5308 -25.9853 4.2 80 60 4 67.598828 1.5089024 10ỉ32 80.384 01BASE C41 Comb8 Min 0 -9701.5 -30.7029 -24.689 3.3 80 60 4 68.903485 1.5380242 10ỉ32 80.384 02BASE C41 Comb8 Min 0 -9670.22 -32.6234 -21.0204 3.3 80 60 4 68.017263 1.5182425 10ỉ32 80.384

4.5.4 Tính toán cốt thép đai

- Số liệu tính toán cụ thể cho cốt C28

Bảng 4 13 Số liệu cốt thép cột C28

Tầng Tên cột Thép dọc μ Chiều cao tầng

- Tính toán cốt thép đai cột C28 (tầng 05F)

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

Bước 2: Tính khoảng cách đai tính toán chịu cắt trong cột

(có thế bỏ qua vì thường bố trí cấu tạo lớn hơn nhiều thép tính toán)

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

Khi R sc 400MPa; a ct =min(12d min ; 400)= min(384, 400) = 350mm

Bước 4: Bố trí cốt đai theo chiều dài cột:

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

L max(h , L / 6,30d, 450) max(900,960, 450) 960 mm s min(8d ,175mm) min(64,175) 100 mm

= =  = Bố trí đai d8s100 cho đoạn L1 = 960mm

Trong khoảng L 2 : Vì chiều cao tầng điển hình 3.6m và sinh viên đặt cốt đai nút lên xuống 40d để nối thép và chờ thép nên bố trí theo L1

 Bố trí đai d8s100 cho đoạn L2

Trong các nút khung phải dùng đai kín cho cả dầm và cột với khoảng cách 100mm

- Tương tự các cột còn lại:

Bố trí đai d8s100 cho đoạn L1 và L2

4.5.5 Kiểm tra khả năng chịu lực bằng Etabs 2017

Sinh viên kiểm tra cột C35 tầng 07F làm ví dụ điển hình

Bước 1: Khai báo cốt thép cho cột C80x60

Hình 4 8 Khai báo cốt thép C80x60

Bước 2: Khai báo tiêu chuẩn TCVN 5574:2012 trong phần thiết kế cốt thép cho khung

Hình 4 9 Khai báo TCVN 5574:2012 trong thiết kế cốt thép khung

Bước 3: Kiểm tra cốt thép cho C35 tầng 07F

Hình 4 10 Kết quả kiểm tra cốt thép C35-07F

Bước 4: Kiểm tra lại với biểu đồ tương tác C35 tầng 07F

Hình 4 11 Biểu đồ tương tác C35-05F.

TÍNH TOÁN – THIẾT KẾ VÁCH ĐƠN

4.6.1 Phương pháp tính toán vách đơn

- Sử dụng phương pháp vùng biên chịu moment

- 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

- 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

98 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, Qx.

Hình 4 13 Nội lực trong vách

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

- Xét vách cứng chịu tải trọng N, M như sau:

Hình 4 14 Mặt cắt và mặt đứng của vách tính toán

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 M, 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 b b s s

Rb, Rs : Cường độ tính toán chịu nén của BT và của cốt thép

Ab, As : 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

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

• Khi   28: bỏ qua ảnh hưởng của uốn dọc, lấy  = 1 Thiên về an toàn lấy

Từ công thức trên ta suy ra diện tích cốt thép chịu nén: b b nen s sc b

Khi N < 0 (vùng biên chịu kéo), do giả thiết ban đầu: ứng lực kéo do cốt thép chịu nên diện tích cốt thép chịu kéo được tính theo công thức sau: keo s s

- Kiểm tra hàm lượng cốt thép Nếu không thỏa mãn thì phải tăng kích thước B của vùng biên lên rồi tính lại từ bước 1 Chiều dài B của vùng biên có giá trị lớn nhất là L/2, nếu vượt quá giá trị này cần tăng bề dày vách

- Khi tính ra As < 0: đặt cốt thép chịu nén theo cấu tạo Theo TCXDVN 198:1997 Thép cấu tạo cho vách cứng trong vùng động đất trung bình

• Cốt thép đứng: hàm lượng 0.6%    3.5%

• Cốt thép ngang: hàm lượng   0.4% nhưng không chọn ít hơn 1/3 hàm lượng của cốt thép dọc

- Trong tính toán nội lực vách này ta chọn hàm lượng thép dọc cấu tạo của các vùng:

Bước 5: Kiểm tra phần vách còn lại như cấu kiện chịu nén đúng tâm Trường hợp bê tông đã đủ khả năng chịu lực thì cốt thép chịu nén trong vùng này được đặt theo cấu tạo

Bước 6: Tính toán cốt thép ngang trong vách được thực hiện tương tự như trong dầm

- Bố trí cốt thép cho vách cứng

- Khoảng cách giữa các thanh cốt thép dọc và ngang không được lớn hơn trị số nhỏ nhất trong hai trị số sau: s 1.5b s 30 cm

- Bố trí cốt thép cần phải tuân thủ theo TCXD 198:1997 như sau:

• Phải đặt hai lớp lưới thép Đường kính cốt thép chọn không nhỏ hơn 10 mm và không hơn 0.1b

• Hàm lượng cốt thép chịu kéo nén   3.0% (với động đất trung bình mạnh

4.6.3 Tính toán cốt thép vách đơn

Bảng 4 14 Bảng kết quả tính thép vách đơn

Story Pier Load Loc P M 2 M 3 H L p T p B left =

A s_right μ left = μ right B mid A smid μ mid Thép vùng biên

Ghi chú K/C kN kN.m kN.m m cm cm cm cm² % cm cm² % mm

TÍNH TOÁN – THIẾT KẾ DẦM CAO (DEEP BEAM)

4.7.1 Phương pháp tính toán dầm cao

Vì tiêu chuẩn Việt Nam không qui định cụ thể về việc tính toán dầm cao mà chỉ quy định về điều kiện khi nào thiết kế thép chéo ở góc cửa thang máy, nên sinh viên mượn tiêu chuẩn ACI318M-11 để tính toán cho cấu kiện này

- Theo TC ACI318M-11, cấu tạo như sau:

• Thép chịu uốn và hỗ trợ chịu cắt ở giữa, A s min =0.15% b s  và s=min(d / 5, 300) (mục 11.7.4 ACI318M-11)

• Thép đai chịu cắt: min

Av =0.25% b s  và s=min(d / 5, 300) (mục 11.7.5 ACI318M-11) Trong đó:

• f c ' : Cường độ chịu nén đặc trưng của mẫu trụ bê tông ở 28 ngày tuổi (MPa)

• f : Giới hạn chảy của thép (MPa) y

• b : Bề rộng dầm cao (mm)

• d : Chiều cao tính toán dầm cao, d = h – ao (mm)

4.7.3 Tính toán cốt thép dầm cao

- Vì số khối lượng Spandrel chiếm tỷ trọng rất nhỏ trong toàn bộ công trình, nên để đơn giản trong cùng một tầng sinh viên sẽ lọc ra Spandrel có nội lực lớn nhất để tính toán và bố trí cho toàn bộ

 Như vậy, sinh viên sẽ tính toán Spandrel cho tầng 4.5m rồi bố trí cho toàn bộ tầng trệt, 2, 3, 4 và tính toán Spandrel tầng 3.6m rồi bố trí cho toàn bộ các tầng còn lại

- Dầm cao khi nhịp tính toán ln không quá 4 lần chiều cao dầm, hoặc có tải trọng tập trung trên dầm cách điểm cố kết lớn hơn 2 lần chiều cao dầm

Hình 4 16 Ứng xử trong dầm cao

- Nội lực tính toán xuất file từ Etabs 2017

Bảng 4 15 Nội lực tính toán S1

M nhịp M gối Q kN.m kN.m kN

- Tính toán cho cho tầng trệt

❖ Tính thép chịu uốn ln 6.5 1.5

− Tính toán như dầm cao

Bước 1: Xác định vùng giá trị cánh tay đòn moment chịu lực z=0.67 1800 1200(mm) 109

Bước 2: Xác định diện tích thép vùng chịu kéo tại nhịp

Bước 3: Kiểm tra hàm lượng thép min

Bước 4: Xác định diện tích thép vùng chịu kéo tại nhịp dầm

Thép dọc tính toán được bố trí ở phần dưới của dầm trong phạm vi từ chiều cao đáy dầm đến một khoảng bằng: y = 0.25h − 0.05l = 0.25 (4.5 2.2) 0.05 1.15 (6.5 1.5)  − −   − = 287.5(mm)

Bước 5: Xác định diện tích thép vùng chịu kéo tại gối

Bước 7: Phân phối lại thép tại vị trí cấu tạo 0.6h (Lower band) đối với cốt thép gối đoạn Đoạn 0.2h (Upper band):

= − =  −   Chọn 12@32 (As = 9651 mm 2 ) cho vùng 0.2h Đoạn 0.6h: A s 2 =A ' s −A 1 s 381 9651 730(mm )− = 2

 Do dầm chủ yếu chịu cắt→ Kéo thép từ giữa nhịp vào

Bước 8: Phân phối lại thép tại vị trí cấu tạo 0.2h (Lower band) đối với cốt thép gối đoạn Đoạn 0.2h còn lại: chọn 3@28 hoặc đặt thép cấu tạo

❖ Tính thép đai chịu cắt

Bước 1: Kiểm tra lực cắt max do ngoại lực Theo mục 11.7.3

=      − Bước 2: Chọn thép đai chịu cắt A v

Bước 3: Tính khả năng chịu cắt của thép đai nếu chỉ tính thép đứng chịu cắt (an toàn) thì tính theo công thức sau: Theo mục 11.4.7.9 v y 3 s

Bước 4: Tính khả năng chịu cắt của bê tông

Bước 5: Kiểm tra khả năng chịu cắt của dầm u c s

V 10.65(kN) (V +V )=0.6(688.5 1984.85) 1604.01(kN)+  =0,6 đối với kháng chấn (Seismic)

 Vậy dầm đảm bao khả năng chịu cắt.

TÍNH TOÁN – THIẾT KẾ MÓNG

GIỚI THIỆU CHUNG

Thiết kế bên dưới nhà cao tầng bao gồm các tính toán liên quan đến nền và móng công trình Việc thiết kế nền móng phải đảm bảo các tiêu chí sau:

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

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

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

• Ảnh hưởng của việc xây dựng công trình đến các công trình lân cận được khống chế

• Đảm bảo tính hợp lý của các chỉ tiêu kỹ thuật, khả năng thi công và thời gian thi công.

ĐIỀU KIỆN ĐỊA CHẤT CÔNG TRÌNH

- Điều kiện địa chất công trình được lấy tại công trình xây dựng vào ngày khoan

- Phương pháp khoan xoay sử dụng bentonite (Rotary drilling method)

- Bản thống kê địa chất được trình bày trong bảng 5.1.

5.2.1 Địa chất công trình Được sự đồng ý của giảng viên hướng dẫn, sinh viên sử dụng địa chất bên dưới để áp dụng vào tính toán nền móng công trình trong đồ án của sinh viên

Dung trọng tự nhiên γ tn (kN/m 3 )

Dung trọng đẩy nổi γ dn (kN/m 3 )

Góc ma sát trong trung bình φ ( o ) Độ ẩm

Chỉ số SPT Độ sệt

Hình 5 1 Mặt cắt hố khoan BH3

- Đường kính hố khoan: 91mm

5.2.2 Đánh giá tính chất của đất nền

Trong đồ án, sinh viên đánh giá tính chất của đất nền chủ yếu dựa vào 2 thông số chính là module tổng biến dạng E0 và góc ma sát trong 

Lớp đất bụi cát màu xám đen, trạng thái dẻo; có chiều dày trung bình 2.5m; có môđun biến dạng E o #50kN / m 2 5000kN / m 2 Lớp đất 2 thuộc loại lớp đất khá yếu, khả năng chịu tải kém, do đó móng không thể đặt tại lớp đất này

Lớp cát chứa sét màu xám xanh, nâu vàng, trạng thái dẻo; có chiều dày trung bình 6m; có môđun biến dạng E o 30kN / m 2 10000kN / m 2 và có góc ma sát trong

 = Do đó lớp đất 3 có khả năng chịu tải trung bình

Cát bụi màu xám vàng, xám trắng, trạng thái xốp đến chặt, có chiều dày trung bình là 25.7 m, E o 270kN / m 2 10000kN / m 2 và có góc ma sát trong o 0

 =  Do đó lớp đất 4 có khả năng chịu tải khá tốt, có thể đặt mũi cọc tại lớp này

Là lớp sét màu nâu hồng ở trạng thái cứng, có chiều dày trung bình là 14.9 m, có môđun biến dạng E o 20kN / m 2 vàgóc ma sát trong  31' o Do đó lớp đất

5 có khả năng chịu tải khá tốt, có thể đặt mũi cọc tại lớp này

Là lớp sét màu nâu hồng ở trạng thái cứng, có chiều dày trung bình là 40 m, có môđun biến dạng E o 0000kN / m 2 10000kN / m 2 và góc ma sát trong

 = Do đó lớp đất 6 có khả năng chịu tải khá tốt, có thể đặt mũi cọc tại lớp này

5.2.3 Đánh giá điều kiện thủy văn

Mực nước ngầm xuất hiện tại khu vực xây dựng công trình thay đổi theo mùa, tuy nhiên mực nước đo được bằng -3.000 m (tính từ cốt ±0.000 sàn tầng trệt) Như vậy, khi thi công đài móng tại cao độ -12.8 m bị tác động bởi mực nước ngầm do đó phải có phương án biện pháp hạ mực nước ngầm hợp lý.

LỰA CHỌN GIẢI PHÁP MÓNG CHO CÔNG TRÌNH

Công trình có nhịp tương đối lớn và quy mô công trình là 23 tầng nên tải trọng truyền xuống móng là khá lớn Địa chất công trình có lớp đất thứ 4 và 5 có khả năng chịu tải tốt, độ sâu khoảng từ -11.000m đến -44.500m Bên cạnh đó nhịp của công

115 trình lớn, nên tải truyền xuống chân cột cũng đáng kể, nên dự kiến đặt mũi cọc tại lớp đất thứ 4 và 5 là lớp đất sét trạng thái cứng, có module biến dạng lớn nên khá tốt cho việc tiếp thu tải trọng công trình, nên giải pháp móng xét đến là móng cọc ép bê tông ly tâm ứng suất trước và móng cọc khoan nhồi

5.3.2 Đặc điểm thiết kế móng cọc trong vùng chịu tải động đất

- Khi tính toán sức chịu tải của cọc làm việc dưới tải trọng nén hoặc nhổ, giá trị qp và fi nên nhân với hệ số giảm thấp điều kiện làm việc của đất nền mc1 và mc2 cho trong bảng I.1 phụ lục I TCXD 205:1998 trừ trường hợp cọc chống lên đá và đất hòn lớn

- Giá trị qp cũng phải nhân với hệ số điều kiện làm việc mc3 = 1 khi Le ≥ 3 và mc3 0.9 khi Le < 3, trong đó Le là chiều dài tính đổi của cọc xác định theo hướng dẫn ở phụ lục G TCXD 205:1998

- Ma sát bên cọc, fi trong khoảng giữa mặt đất đến độ sâu hu lấy bằng 0: u bd h = 4

- Chiều sâu tính đổi hạ cọc trong đất Le xác định theo công thức sau: e bd

• L : chiều sâu hạ cọc thực tế (mũi cọc) trong đất tính từ mặt đất với cọc đài cao và từ đáy đài với cọc đài thấp, m;

• bd : hệ số biến dạng, xác định theo công thức: bd 5 c b

• K : hệ số tỉ lệ, T/m 4 và đối với cát chặt được lấy cao hơn 30% giá trị theo bảng G.1 phụ lục G, TCXD 205:1998;

• Eb : modun đàn hồi ban đầu của bê tông cọc khi nén và kéo, T/m 2

• I : modun quán tính của tiết diện ngang cọc, m 4

• bc : chiều rộng quy ước của cọc, m, được lấy như sau:

Khi d ≥ 0.8m : bc = d + 1m → sử dụng cho cọc BT ly tâm DUL Khi d < 0.8m : bc = 1.5d + 0.5m → sử dụng cho cọc khoan nhồi

- Khi tính toán cọc theo điều kiện hạn chế áp lực đất qua mặt bên của cọc nêu trong phụ lục G, dưới tác dụng của tải trọng động đất, lấy các giá trị của góc ma sát trong tính toán φ1 giảm như sau: đối với động đất cấp 7 – 2 độ, cấp 8 – 4 độ, cấp 9 – 7 độ

PHƯƠNG ÁN 1 MÓNG CỌC BÊ TÔNG LY TÂM DỰ ỨNG LỰC.

CƠ SỞ TÍNH TOÁN

5.4.1 Giới thiệu sơ lược về cọc bê tông ly tâm dự ứng lực

- Cọc bêtông ly tâm dự ứng lực trước đã xuất hiện ở Việt Nam một số năm gần đây và đã được các kỹ sư đưa vào thiết kế nền móng cho công trình Cọc được chế tạo dựa trên công nghệ cáp ứng lực trước căng trước và công nghệ quay ly tâm kết hợp với phụ gia để bêtông có thể đạt cường độ 800 kG/cm 2 , bảo dưỡng bằng hơi nước nên có thể rút ngắn thời gian bảo dưỡng và đảm bảo cường độ của bêtông Cọc dạng ống có đường kính phổ biến từ 300 – 800mm Chiều dài cọc có thể lên đến 20m Có thể thi công bằng phương pháp ép hoặc đóng Dùng chung máy ép, hoặc đóng cọc vuông, khi ép chỉ cần thay thế má ép cọc vuông bằng má ép cọc tròn

- Tùy theo cường độ kéo của thép mà cọc được phân ra làm 3 loại (theo tiêu chuẩn Nhật Bản):

• Loại A : Cọc có sức chịu nén tốt nhất và chịu uốn kém nhất vì thép được kéo ít nhất, Bêtông không mất nhiều sức chịu nén

• Loại C : Cọc có sức chịu nén kém nhất và chịu uốn tốt nhất vì thép được kéo nhiều nhất

• Loại B : Có đặc tính trung gian của 2 loại trên

- Tuy bước đầu ứng dụng còn nhiều sai sót nhưng không thể phủ nhận những ưu điểm nổi bật của cọc bêtông ly tâm ứng suất trước:

• Cọc tiết kiệm vật liệu hơn những cọc có cùng tiết diện vì áp dụng công nghệ căng cáp ứng suất trước và quay ly tâm

• Sức chịu tải của cọc lớn hơn cọc bêtông bình thường mặc dù bêtông đã bị nén trước Cùng xuất phát từ mác bêtông 400 được chế tạo bằng ximăng PCB40, nếu cọc bình thường ta sẽ được cường độ phá hoại là 400 kG/cm 2 Nhưng với cọc bêtông ly tâm, công nghệ quay ly tâm kết hợp với phụ gia làm mác bêtông tăng lên 800, sau khi kéo cáp làm nén bêtông lại thì cường độ phá hoại của bêtông vẫn còn 500 – 600 kG/cm 2 Hơn hẳn so với cọc thường trong khi lại tốn ít vật liệu hơn, đặc biệt lượng thép dùng rất ít

• Cọc có trọng lượng bản thân nhẹ hơn cọc thường, có khả năng chịu uốn tốt hơn Vì vậy người ta có thể chế tạo những cọc dài đến 20m mà vẫn đảm bảo điều kiện chuyên chở Hạn chế tối đa được các mối nối giữa thân cọc do đó hạn chế được sự giảm sức chịu tải của cọc do việc nối cọc

• Cọc có khả năng chống nứt cao vì bêtông có cường độ cao và được nén trước Đặc biệt khi thi công bằng phương pháp đóng và cọc đã đạt đến độ chối, nếu bêtông không được nén trước thì rất dễ bị nứt vì khả năng chịu kéo của bêtông rất yếu

• Cọc được thi công bằng máy ép nên có giá thành thi công rẻ và đạt hiệu suất cao

• Trong những trường hợp tiến độ thi công được đặt lên hàng đầu thì cọc bêtông ly tâm càng chứng tỏ được ưu điểm vì cọc được chế tạo theo dây chuyền tại nhà máy, với công nghệ hấp cao áp thì sau khi đổ bêtông và quay ly tâm thì chỉ cần hấp cao áp khoảng 2 – 3 giờ là có thể chuyên chở ra công trường thay vì phải đợi hàng tuần như cọc bêtông thường Mặt khác với mỗi máy ép, mỗi ngày có thể thi công được 10 – 15 tim cọc trong khi máy ép tĩnh thông thường chỉ thi công được 4 – 6 tim cọc

- Áp dụng tiêu chuẩn JIS A 5373 – 2010 của Nhật Bản

- Chi tiết điển hình cho cọc ly tâm ứng suất trước của Công ty Beton6 cung cấp:

Hình 5 3 Đoạn cọc nối thêm

Hình 5 4 Liên kết cọc ống vào đài cọc

- Kích thước theo nhà sản xuất cho cọc ống D700, cọc loại B như sau:

Hình 5 5 Chi tiết cọc ly tâm DUL D700

• Cường độ chịu nén của bê tông : cu = 800 kG/cm 2

• Cường độ bê tông sau khi căng cáp : cp = 560 kG/cm 2

• Cường độ chịu kéo : bt = 560 kG/cm 2

• Mô đun đàn hồi của bê tông cọc : Ec = 4.2x10 5 kG/cm 2

• Mô đun đàn hồi của bêtông cọc sau khi căng cáp : Ec = 3.15x10 5 kG/cm 2

Bảng 5 2 Bảng thông số kỹ thuật vật liệu cọc Đường kính cọc 700 mm

Chiều dày 110 mm Đường kính trong 480 mm

Diện tích cọc 3534.29 cm 2 Đường kính và số lượng cáp 21d10

Tổng diện tích cáp DƯL 12.59 cm 2

- Móng công trình được tính toán theo giá trị nội lực nguy hiểm nhất có kể đến sàn hầm truyền xuống chân cột, bao gồm:

(Nmax, Mtư và Qtư) (Mmax, Ntư và Qtư) Tuỳ thuộc theo số liệu, sinh viên tính toán với 1 trong 2 tổ hợp trên rồi sau đó kiểm tra với tổ hợp còn lại

- Tổ hợp tải trọng tính toán bao gồm móng M33 (cột C33), M34 (cột C34), M35 (cột C35), M36 (cột C36), M28 (cột C28), M41 (cột C41)

Bảng 5 3 Tổ hợp tải trọng tính toán M28

Trường hợp tải Tổ hợp

CẤU TẠO CỌC VÀ ĐÀI CỌC

- Chọn sơ bộ chiều cao đài cọc: hđài = 1.5 m

- Chiều sâu đặt móng: hmóng = 10.8 + 1.5 = 12.3 m

- Đỉnh cọc nằm ở cao trình -12.3 m (so với mặt đất tự nhiên)

- Chiều dài cọc thực tế: Lthucte = 42.3 – 12.3 = 30 m

- Chiều dài cọc thực tế: Ltinhtoan = 30 + 0.05 = 30.05 m

Với đầu ngàm vào đài là 0.05 m

- Chiều dài cọc thực tế: Ltinhtoan = 30 + 0.05 = 30.05 m

Với đầu ngàm vào đài là 0.05 m

5.5.2 Các hệ số làm việc khi thiết kế móng cọc có xét đến tác dụng của tải trọng động đất

- Công trình thuộc động đất cấp 7 theo phụ lục I, Bảng I.1 TCVN 9386:2012: Thiết kế công trình chịu động đất Và đất dưới mũi cọc ly tâm UST là đất sét trạng thái cứng Theo bảng I.1 – TCVN 205:1998, ta có:

- Xác định chiều sâu tính đổi hạ cọc trong đất Le

• K = 1390 kN/m 4 : hệ số tỷ lệ, được lấy theo bảng G.1, phụ lục G, TCXD 205: 1998

• bc : chiều dài quy ước của cọc, b = d + 1 = 0.7 + 1 = 1.7 m

• E b 1.5 1 0 N / 6 k m 2 : mođun đàn hồi của bê tông sau khi căng cáp

= = , moment quán tính tiết diện ngang của cọc

- Ma sát bên cọc, fi trong khoảng giữa mặt đất đến độ sâu hu lấy bằng 0: u bd h = 4 58 m

XÁC ĐỊNH SỨC CHỊU TẢI CỦA CỌC CHO MÓNG CỘT

5.6.1 Sức chịu tải của cọc theo cường độ vật liệu

Hình 5 6 Thông số cọc ly tâm ứng suất trước

- Khả năng chịu lực cho phép của cọc theo số liệu thiết kế của đơn vị sản xuất (CTY CỔ PHẦN BETON6)

- Cọc D = 700 mm loại PHC, cấp tải loại B

- Dựa vào bảng thông số kỹ thuật thì cọc D = 700 mm, cấp tải loại B:

- Có thông số tải trọng khi thi công Ptc = 625 Tấn, chọn Pvl = 6250 kN

5.6.2 Sức chịu tải của cọc theo chỉ tiêu cơ lý của đất nền

- Sức chịu tải cực hạn Rc,u của cọc được xác định theo công thức:

• : Hệ số điều kiện làm việc của cọc trong đất , γc = 0.8

• γcq : Hệ số điều kiện làm việc của đất dưới mũi , γcq = 1.0

• γcf : Hệ số điều kiện làm việc của đất trên thân cọc , γcf = 0.9

• Ab : Diện tích ngang của mũi cọc, Ab = 0.385 m 2

• li : Chiều dày lớp đất thứ i tiếp xúc với cọc

• fi : Cường độ sức kháng trung bình của lớp thứ “i” trên thân cọc, tra bảng 3 TCVN 10304:2014 Chia đất nền thành các lớp đất đồng nhất như hình vẽ (chiều dày mỗi lớp lấy không lớn hơn 2m)

• qb : Cường độ sức kháng của đất dưới mũi cọc

Tra theo bảng 7 TCVN 10304:2014, cường độ sức kháng mũi qb với mũi nằm ở lớp đất dính (42.3m > 40m) là 4500 kN/m 2

Bảng 5 9 Kết quả tính toán giá trị ma sát bên

Lớp đất Lớp đất l i (m) Z i (m) I L f i  cf m f l i f si

Bụi cát màu xám đen dẻo

Cát chứa sét trạng thái dẻo

Cát bụi trạng thái chặt

- Sức chịu tải cọc cần tìm là:

5.6.3 Sức chịu tải của cọc theo cường độ đất nền

- Sức chịu tải cực hạn của cọc theo đất được xác định theo công thức:

• Ab : Diện tích ngang của mũi cọc, Ap = 0.385 m 2

• qb : cường độ sức kháng của đất dưới mũi cọc: b q c q =qN ' +cN '

▪ q : áp lực hiệu quả lớp phủ tại cao trình mũi cọc (có giá trị bằng ứng suất pháp hiệu quả theo phương đứng do đất gây ra)

▪ c = 106.9 kN/m 2 – Lực dính của lớp đất dưới mũi cọc.

▪ N ; N ' q ' c – Hệ số sức chịu tải của đất dưới mũi cọc (tra bảng G.1 TCVN 10304:2014) Theo bảng tra của Meyerhof 1976

Bảng 5 10 Địa chất thân cọc tính từ đáy đài đến mũi cọc

Lớp Tên đất Dày (m)  dn (kN/m 3 )  ( o ) c (kN/m 2 )

4 Cát bụi trạng thái chặt 24.4 10.9 30.35 12.2

- Sau khi tra bảng ta có: N ' q =5.6 N; ' c 9.2

• fi: Cường độ sức kháng trung bình của lớp thứ “i”

▪ cu,i : là cường độ sức kháng cắt không thoát nước của lớp đất thứ i trên thân cọc C u,i = 6.25 N c,i = 6 25 44  = 27 5 k ( P a )

▪ α là hệ số xác định theo trên biểu đồ Hình G.1 ( TCVN 10304:2014)

• fi =  ki ' v tan( ) đối với đất rời

▪ k i : hệ số áp lực ngang của đất lên cọc (tra bảng G.1 TCVN 10304:2014) hoặc tính bằng công thức k i = −1 Sin i

▪  v ' : ứng suất pháp hiệu quả thẳng đứng tại giữa lớp đất

▪ : góc ma sát trong trung bình lớp đất thứ “i”

Bảng 5 11 Xác định thành phần kháng của đất lên thành cọc

- Sức chịu tải cực hạn của cọc cần tìm là: c1 c2 c b b

5.6.4 Sức chịu tải cọc theo thí nghiệm SPT

- Trong thực hành thiết kế hiện nay phổ biến tính toán sức chịu tải cọc theo kết quả thí nghiệm xuyên tiêu chuẩn (SPT) dùng 2 công thức Meyerhof và công thức của Viện kiến trúc Nhật Bản Ở đây ta dùng công thức của Viện kiến trúc Nhật Bản

- Sức chịu tải trọng nén cưc hạn:

• qb=6×cu :là cường độ sức kháng của đất dưới mũi cọc

• li là chiều dài đoạn cọc nằm trong lớp đất thứ i

• fi : cường độ sức kháng trung bình của lớp đất thứ i

10 3 s i s i f = N : đối với đất rời c,i p L u,i f =  f c : đối với đất dính

• Ns,i : chỉ số SPT trung bình của lớp đất rời thứ i trên thân cọc

• cu,i : cường độ sức kháng cắt không thoát nước của lớp đất thứ i trên thân cọc c u,i = 6, 25N c,i ( kPa )

• Nc,i : chỉ số SPT trung bình của lớp đất dính thứ i trên thân cọc

•  p là hệ số xác định theo trên biểu đồ Hình G.2 TCVN 10304:2014

Bảng 5 12 Xác định thành phần kháng của đất lên thành cọc (theo SPT)

Chiều dài cọc nằm trong đất

Chỉ số SPT c ui σ' v c ui /σ' v α p f L f c,i(s,i) f c,i(s,i) l i

- Sức chịu tải cực hạn của cọc cần tìm là:

5.6.5 Xác định sức chịu tải thiết kế

Bảng 5 13 Bảng tổng hợp sức chịu tải của cọc

Sức chịu tải của cọc BTLT DUL D = 0.7 (m) Kết quả SCT (kN)

Theo chỉ tiêu cơ lý đất nền - R 1 c,u 3953.3 Theo chỉ tiêu cường độ đất nền - R 2 c,u 7654.63

Theo Công thức Nhật Bản - R 3 c,u 5524.6

- Vì sinh viên chọn cọc ly tâm UST nên lấy sức chịu tải đặc trưng:

R =min P , R 953.3 (kN) Vì sinh viên chọn SCT theo chỉ tiêu cơ lý đất nền nên theo điều 7.1.11 TCVN 10304:2014: o c c,u n k

•  o : hệ số điểu kiện làm việc, kể đến yếu tố tăng mức độ đồng nhất của nền đất khi sử dựng móng cọc, lấy bằng 1.15 trong móng nhiều cọc

•  n : hệ số tin cậy về tầm quan trọng của công trình, bằng 1.15 (cấp II)

•  k : hệ số tin cậy theo đất : móng cọc đài thấp có đáy đài nằm trên lớp đất biến dạng lớn, số lượng cọc trong móng từ 6-10 cọc

5.6.6 Kiểm tra điều kiện thử tải tĩnh cọc

- Theo điều 4.4.7 TCVN 9393:2012 đối với cọc thí nghiệm kiểm tra: vl tk

Với vlbd vl tk tk

- Vậy thỏa điều kiện thử tải tĩnh cọc

5.6.7 Kiểm tra điều kiện cẩu lắp

- Do cọc được sản xuất tại nhà máy nên điều kiện cẩu lắp của cọc đã được nhà sản xuất đảm bảo Tuy nhiên, để an toàn sinh viên kiểm tra lại cọc theo sơ đồ nguy hiểm nhất

- Tải trọng phân bố tác dụng lên cọc khi cẩu lên xe để vận chuyển là tải trọng bản thân cọc Tra catalogue của nhà sản xuất

→ Khối lượng đơn vị qc = 5.1 kN/m

- Với 1 cây cọc L = 6m và 3 cây cọc L = 8m → Chọn L = 8 m để tính toán

Hình 5 7 Sơ đồ kiểm tra cọc theo điều kiện vận chuyển

- Vậy M max D.88(kNm) M khangnut ( 380 kNm)

→Thỏa điều kiện vận chuyển

- Vậy giá trị sức chịu tải cực hạn của đất nền sử dụng trong tính toán móng đơn (cho cột) là: Rtk = 2395 (kN).

XÁC ĐỊNH SỨC CHỊU TẢI CỦA CỌC CHO MÓNG LÕI CỨNG

- Có thông số tải trọng khi thi công Ptc = 625 Tấn, chọn Pvl = 6250 kN

5.7.2 Sức chịu tải của cọc theo chỉ tiêu cơ lý của đất nền

- Sức chịu tải cực hạn Rc,u của cọc được xác định theo công thức:

• : Hệ số điều kiện làm việc của cọc trong đất , γc = 0.8

• fi : Cường độ sức kháng trung bình của lớp thứ “i” trên thân cọc, tra bảng 3 TCVN 10304:2014 Chia đất nền thành các lớp đất đồng nhất như hình vẽ (chiều dày mỗi lớp lấy không lớn hơn 2m)

Hình 5 8 Kết quả tính toán giá trị ma sát bên

▪ N ; N ' q ' c – Hệ số sức chịu tải của đất dưới mũi cọc (tra bảng G.1 TCVN 10304:2014) Theo bảng tra của Meyerhof 1976

- Sau khi tra bảng ta có: N ' q =5.6 N; ' c 9.2

▪ cu,i : là cường độ sức kháng cắt không thoát nước của lớp đất thứ i trên thân cọc C u,i = 6.25 N c,i = 6 25 44  = 27 5 k ( P a )

▪ k i : hệ số áp lực ngang của đất lên cọc (tra bảng G.1 TCVN 10304:2014) hoặc tính bằng công thức k i = −1 Sin i

Bảng 5 15 Xác định thành phần kháng của đất lên thành cọc

- Sức chịu tải cực hạn của cọc cần tìm là: c1 c2 c b b

10 3 s i s i f = N : đối với đất rời c,i p L u,i f =  f c : đối với đất dính

• cu,i : cường độ sức kháng cắt không thoát nước của lớp đất thứ i trên thân cọc c u,i = 6, 25N c,i ( kPa )

Chiều dài cọc nằm trong đất

Chỉ số SPT c ui σ' v c ui /σ' v α p f L f c,i(s,i) f c,i(s,i) l i

Sức chịu tải của cọc BTLT DUL D = 0.7 (m) Kết quả SCT (kN)

- Vì sinh viên chọn cọc ly tâm UST nên lấy sức chịu tải đặc trưng:

R =min P , R B54.6 (kN) Vì sinh viên chọn SCT theo chỉ tiêu cơ lý đất nền nên theo điều 7.1.11 TCVN 10304:2014: o c c,u n k

•  k : hệ số tin cậy theo đất : móng cọc đài thấp có đáy đài nằm trên lớp đất biến dạng lớn, số lượng cọc trong móng ít nhất 21 cọc

5.7.6 Kiểm tra điều kiện thử tải tĩnh cọc

Với vlbd vl tk tk

5.7.7 Kiểm tra điều kiện cẩu lắp

5.7.8 Sức chịu tải cọc thiết kế cho công trình

- Để thuận lợi và an toàn trong việc tính toán và kiểm tra móng, sinh viện chọn sức chịu tải cực hạn của đất theo sức chịu tải thiết kế cho lõi cứng

- Vậy lấy giá trị sức chịu tải cực hạn của đất nền sử dụng trong tính toán móng cho cột và lõi cứng là: R tk = 3039 (kN)

TÍNH TOÁN MÓNG M28

5.8.1 Sơ bộ chiều sâu đáy đài

- Dùng Q tt max = 19.0381 2 +99.0864 2 (kN) của tổ hợp Comb1 để kiểm tra điều kiện cân bằng áp lực ngang đáy đài theo công thức thực nghiệm sau: (sơ bộ chọn bề rộng đài là 3.5m) tt

• hm: Chiều sâu chôn đài móng, hm = 1.5 m

• : góc ma sát trong của đất từ đáy đài trở lên o o o o

• : dung trọng của đất kể từ đáy đài trở lên mặt đất

• Bđ: Cạnh của đáy đài theo phương thẳng góc với tải ngang Q o 0 f

→ =   −   - Vậy Df thỏa điều kiện cân bằng áp lực ngang nên ta có thể tính toán móng với giả thiết tải ngang hoàn toàn do lớp đất trên đáy đài tiếp nhận

5.8.2 Xác định số lượng cọc

- Số lượng cọc sơ bộ: tt o c aTK

• : Hệ số xét đến ảnh hưởng của moment lệch tâm tại cột biên

• Sức chịu tải ở trên là sức chịu tải của cọc đơn Trong trường hợp cọc làm việc trong đài thì sức chịu tải của cọc giảm xuống do hiệu ứng nhóm cọc

• Do đó sinh viên chọn n = 8 cọc

5.8.3 Chọn kích thước đài cọc và bố trí cọc

• Bố trí khoảng cách giữa các cọc trong khoảng s= 6d.

- Khoảng cách từ mép cọc đến mép đài: d d 700 700 a 233 350

F =B L =3.5 5.6 19.6(m ) 5.8.4 Kiểm tra cọc làm việc theo nhóm

- Mục 3.9.3 TCXD 205 : 1998 có quy định rõ Hiệu ứng nhóm cọc lên sức chịu tải của cọc là do sự ảnh hưởng lẫn nhau của các cọc trong nhóm do hiện tượng chùng ứng suất nên sức chịu tải của cọc trong nhóm sẽ nhỏ hơn so với cọc đơn

- Hiệu ứng nhóm cọc được xác định theo công thức của Converse-Labarre:

• n1 : Số hàng cọc trong nhóm cọc, n1= 5

• n2 : Số cọc trong một hàng, n2 = 2

• s : Khoảng cách giữa hai cọc tính từ tâm

→  - Sức chịu tải của nhóm cọc: tt n h c aTK

- Vậy thoả điều kiện sức chịu tải của nhóm cọc

5.8.5 Kiểm tra lực tác dụng lên đầu cọc

- Điều kiện kiểm tra: max  aTK  min p Q p 0

- Chiều cao đài được giả thiết ban đầu hđ = 1.5m

- Trọng lượng tính toán của đài: d bt d d

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

5.8.5.1 Kiểm tra phản lực đầu cọc với tổ hơp với tổ hợp N max , M xtu , M ytu , Q xtu , Q ytu

• M tt x =M ox tt +h Q d oy tt 815 1.5 94.085+  #0 (kN.m)

• M tt y =M tt oy +h Q d ox tt D.61 1.5 19.0+  s(kN.m)

- Tải trọng tác dụng lên cọc:

• xi, yi : khoảng cách từ tim cọc thứ i đến trục đi qua trọng tâm các cọc tại mặt phẳng đáy đài;

• : tổng moment tính toán đáy đài quay quanh trục x tại trọng tâm nhóm cọc;

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

Bảng 5 18 Giá trị phản lực đầu cọc M28 (tính thủ công)

- Vậy tải trọng tác dụng lên cọc đều thoả:

  max TK min p 1900(kN) R 2230.63(kN) p 1828(k N) 0

- Kết luận: Không có cọc nào trong móng chịu nhổ

5.8.5.2 Kiểm tra phản lực đầu cọc với các tổ hợp còn lại

- Kiểm tra tương tự cho tổ hợp còn lại ta cũng được tải trọng truyền xuống cọc đảm bảo không vượt quá sức chịu tải cho phép của cọc

- Không có cọc nào trong móng chịu nhổ

5.8.6 Kiểm tra lực tác dụng lên đầu cọc bằng phần mềm Safe2016

5.8.6.1 Các công thức tính toán độ cứng lò xo

Hình 5 9 Ký hiệu minh họa trong tính toán k

- Xác định độ cứng lò xo: k N tt

- Theo điều 7.4.2 – TCVN 10304:2014, độ lún cọc đơn có thể tính theo

• N : tải trong thẳng đứng tác dụng lên cọc, tính bằng MN

•  : hệ số được xác định theo công thức

▪  = ' 0.17 ln(k G L n 1 ctt / G d) 2 : hệ số ứng với cọc cứng tuyệt đối

▪  = ' 0.17 ln(k L n ctt / d) : hệ số đối với nền đồng nhất đặt trưng

 = : hệ số độ cứng tương đối của cọc

5.8.6.2 Tính toán độ cứng lò xo cho cọc

- Độ cứng tương đối của cọc:

- Hệ số ứng với cọc cứng tuyệt đối:

 =   +      - Hệ số đối với nền đồng nhất đặt trưng G & 1  1 :

- Độ lún cọc đơn là:

5.8.6.3 Kiểm tra phản lực đầu cọc bằng Safe2016

Bước 1: Tạo độ cứng lò xo cho cọc

Hình 5 10 Độ cứng k cọc UST trong Safe

Bước 2: Gán độ cứng k cho mũi cọc và xuất kết quả phản lực đầu cọc

Hình 5 11 Phản lực đầu cọc C28 trong Safe

Bảng 5 19 Giá trị phản lực đầu cọc M28 (Safe tính)

Cọc Point p i (kN) Cọc Point p i (kN)

  max TK min p 1895.53(kN) R 2230.63(kN) p 1796.47 (k N) 0

• Kiểm tra tương tự cho tổ hợp còn lại ta cũng được tải trọng truyền xuống cọc đảm bảo không vượt quá sức chịu tải cho phép của cọc

• Không có cọc nào trong móng chịu nhổ

5.8.7 So sánh kết quả phản lực đầu cọc tính thủ công và Safe tính

Bảng 5 20 Tỷ lệ giữa tính bằng tay và tính bằng Safe2016

Tính thủ công Safe tính %

- Nhận xét: Giá trị Giá trị Pthu được từ mô hình và kết quả tính tay không chênh quá 10%, điều này chứng tỏ độ chính xác của mô hình là cao Vậy những móng còn lại sinh viên sẽ dùng phần mềm SAFE2016 để kiểm tra phản lực đầu cọc

5.8.8 Kiểm tra ổn định đất nền dưới đáy khối móng quy ước

5.8.8.1 Kích thước khối móng quy ước

Hình 5 12 Sơ đồ khối xác định khối móng qui ước

- Việc tính toán và kiểm tra được thực hiện ở trạng thái giới hạn II Khi đó, dùng tải trọng tiêu chuẩn và quan niệm móng cọc và đất như móng quy ước và coi nó như móng nông trên nền thiên nhiên Độ lún của móng trong trường hợp này là do nền dưới đáy khối quy ước gây ra còn biến dạng của bản thân các cọc được bỏ qua

- Người ta quan niệm rằng nhờ ma sát giữa mặt xung quanh cọc và đất, tải trọng của móng được truyền trên diện tích rộng hơn, xuất phát từ mép ngoài cọc tại đáy đài và nghiêng một góc  được tính như sau

• tb: Góc ma sát trung bình của các lớp đất

→  = - Diện tích khối móng qui ước được tính theo công thức, trong đó:

Aqu 16 12.26 125(m ) 5.8.8.2 Áp lực tính toán tác dụng lên nền khối móng quy ước

- Áp lực tính toán tác dụng lên đất nền theo điều 4.6.9 TCVN 9362:2012:

II II II II tc

• ktc = 1.1 : Hệ số độ tin cậy, vì các đặc trưng tính toán lấy trực tiếp từ các bảng thống kê

• m1 = 1.2 : Hệ số điều kiện làm việc của đất nền (đặt móng tại lớp đất số 5) – đối với sét cứng có độ sệt IL < 0.5

• m2 = 1.0 : Hệ số điều kiện làm việc của công trình tác động qua lại với đất nền, phụ thuộc vào tỷ lệ kích thước công

• Chiều sâu đáy móng -44.300 m ứng với lớp đất thứ 5 có  0 , IL=0.02

• cII = 106.9 kN/m 2 : trị tính toán của lực dính đơn vị của đất nằm trực tiếp dưới đáy móng

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

Tra bảng trên ta được:

• II: Dung trọng lớp đất từ đáy khối móng qui ước trở xuống:

• II’: Dung trọng các lớp đất từ đáy khối móng qui ước trở lên

→ 5.8.8.3 Trọng lượng khối móng qui ước

- Khối lượng đất trong khối móng quy ước: d qu i II

- Khối lượng cọc và đài bê tông: p c bt d b c n.A L V t (kN)

- Khối lượng đất bị cọc và đài chiếm chổ: p c II d d c n.A L V I I 1320.619(kN)

Q =  +  - Trọng lượng khối móng qui ước: qu Qd Qc Qdc 44444(kN)

Q = + − 5.8.8.4 Kiểm tra điều kiện làm việc đàn hồi của các lớp đất dưới móng khối qui ước

- Tải trọng qui về đáy khối móng qui ước

- Kiểm tra với giá trị tải tiêu chuẩn ứng với tổ hợp: N tc max , M , tc x M , tc y Q , tc x Q tc y

- Lực dọc tiêu chuẩn tác dụng tại đáy khối móng qui ước: tc

- Moment tiêu chuẩn tại tâm đáy khối móng quy ước: tc tc tc x ox d oy

 tc tc tc y oy d ox

- Độ lệch tâm: tc tc x x tc

= = - Ứng suất tại đáy khối móng quy ước:

• tc tc 2 tb qu p N 460.17 (kN / m )

• tc tc tc qu y tc x 2 max qu qu qu

• tc tc tc qu y tc x 2 min qu qu qu

=  − − - Điều kiện để nền ổn định: tc 2 tc 2 tb tc 2 tc 2 max tc 2 min

- Vậy nền đáy móng khối quy ước thỏa điều kiện về ổn định

- Kiểm tra với các tổ hợp còn lại ta cũng cho được giá trị thỏa mãn các điều kiện

5.8.9 Kiểm tra độ lún cho móng

- Độ lún của móng cọc được xem như độ lún của khối móng quy ước

- Chia lớp đất dưới mũi cọc thành nhiều phân lớp có chiều dày hi=1m Tính ứng suất gây lún cho đến khi nào thỏa điều kiện σi bt ≥ 5 σi gl (vị trí ngừng tính lún) với:

• Áp lực bản thân đất nền của đáy khối móng quy ước: bt qu 2 qu

 = = • Áp lực gây lún ở đáy khối móng quy ước: gl tc bt 2

 , cần kiểm tra lún cho móng

- Phụ lục C TCVN 9362:2012, trong mỗi lớp phân tố thứ i tính độ lún theo công thức sau: n i i gl i z i

•  : hệ số phụ thuộc vào hệ số không nở hông của lớp đất, hệ số không thứ nguyên  =0.8

• E 0i : Modul biếng dạng lớp đất thứ i

•  gl z : Ứng suất gây lún tại độ sâu z,  = gl z K 0  gl z 0 =

• K0 : Hệ số ứng suất trên trục qua tâm diện truyền tải hình chữ nhật do tải trọng thẳng đứng phân bố đều

- Lập bảng tính toán ổn định của nền móng M28: (bảng 5.21)

- Theo Phụ lục E TCVN 10304:2014, độ lún tuyệt đối S gh cm

→ Thỏa mãn yêu cầu độ lún

Bảng 5 21 Tính toán ổn định của nền móng M28 Điểm Độ sâu z L qu /2 B qu /2

- Với chiều cao đài hd = 1.5 m thì tháp chọc thủng như hình vẽ (hình 5.12) Ta thấy các cọc C1, C2, C7, C8 nằm ngoài tháp chọc thủng Cọc C3, C4, C5, C6 nằm trong tháp chọc thủng

- Điều kiện chống xuyên thủng: P xt P cx

• Pxt - Lực xuyên thủng, P xt =N tt −P i , với P i là phản lực các cọc nằm trong tháp xuyên thủng Để thiên về an toàn phản lực đầu cọc chỉ xét do lực dọc gây ra (không xét đến moment,lực ngang,trọng lượng bản thân đài và đất nền trên đài) và được tính với hệ số vượt tải n = 0.9 tt xt i xt

• P cx = R u h bt m 0 : Lực chống xuyên thủng

: Hệ số lấy bằng 1, ứng với bê tông nặng

R : Cường độ chiu kéo của bê tông, B30, Rbt bt = 1.2 Mpa um : Giá trị trung bình của chu vi đáy trên và đáy dưới tháp nén thủng m c c o u =2(h +b +2h )=  +2 (1 0.8 2 1.25)+  =8.6 m cx bt m 0 xt

- Vậy thoả điều kiện chống xuyên thủng đài cọc

Hình 5 13 Tháp xuyên thủng trong đài móng M28

5.8.11 Tính toán cốt thép đài cọc

- Cốt thép tính toán cho đài móng để đảm bảo khả năng chịu uốn của đài dưới tác dụng của phản lực đầu cọc và xem đài làm việc như 1 consol ngàm vào mép cột Giả thiết đài tuyệt đối cứng

- Tính toán với tổ hợp tính toán Nmax, Mxtư, Mytư, Qxtư, Qytư

- Momen tại ngàm do phản lực các đầu cọc gây ra với giá trị: n i i i 1

• di : khoảng cách từ tâm cọc thứ i đến mặt ngàm

• Pi : phản lực đầu cọc thứ i

- Diện tích cốt thép tính theo công thức : b b o m 2 s b b o s

5.8.11.1 Tính cốt thép đặt theo phương x

- Cắt dãy Strip 1.6m theo phương x, ta được:

- Diện tích cốt thép được tính theo công thức: b b o 2 s s

- Khoảng cách 2 thanh thép là 204mm

5.8.11.2 Tính cốt thép đặt theo phương y

- Cắt dãy Strip 1.5m theo phương y, ta được:

Hình 5 14 Giá trị Strip moment theo phương X (bên trái) và phương Y (bên phải).

- Dùng Q tt max $.05(kN) của tổ hợp Comb7 để kiểm tra điều kiện cân bằng áp lực ngang đáy đài theo công thức thực nghiệm sau: (sơ bộ chọn bề rộng đài là 3.5m): tt

• : góc ma sát trong của đất từ đáy đài trở lên,  !.63 o

• : dung trọng của đất kể từ đáy đài trở lên mặt đất,  78(kN / m ) 3

Số lượng cọc sơ bộ: tt o c aTK

- Khoảng cách từ mép cọc đến mép đài d d 700 700 a 233 350

5.9.4 Kiểm tra cọc làm việc theo nhóm

- Độ lún cọc đơn là: tt

5.9.5.2 Kiểm tra phản lực đầu cọc với tổ hợp N max , M xtu , M ytu , Q xtu , Q ytu

Bảng 5 22 Giá trị phản lực đầu cọc M41

  max TK min p 2111.35(kN) R 2416(kN) p 2101.26(k N) 0

- Người ta quan niệm rằng nhờ ma sát giữa mặt xung quanh cọc và đất, tải trọng của móng được truyền trên diện tích rộng hơn, xuất phát từ mép ngoài cọc tại đáy đài và nghiêng một góc  được tính như sau: o tb 25.22 o

 =  = • tb: Góc ma sát trung bình của các lớp đất

- Diện tích khối móng qui ước được tính theo công thức, trong đó:

II II II II tc

- Trong đó: (các hệ số và bảng tra theo mục 5.8.8)

• cII = 106.9 kN/m 2 : trị tính toán của lực dính đơn vị của đất nằm trực tiếp dưới đáy móng

• Tra bảng trên ta được: A = 0.36 ; B = 2.43; D = 5.00

- Khối lượng cọc và đài bê tông: p c bt d bt c n.A L V (kN)

 ,  M tc y = M tc oy + h Q d tc ox = 25 (kNm)

- Độ lệch tâm: tc tc x x tc e M 0.0005 (m)

• tc tc 2 tb qu p N 424.17 (kN / m )

=  + + • tc tc tc qu y tc x 2 min qu qu qu

- Chia lớp đất dưới mũi cọc thành nhiều phân lớp có chiều dày hi=0.5m Tính ứng suất gây lún cho đến khi nào thỏa điều kiện σi bt ≥ 5 σi gl (vị trí ngừng tính lún) với:

→ Độ lún: S =1.86cmS gh cm

- Với chiều cao đài hd = 1.5 m thì thì tháp chọc thủng (hình 5.14) từ chân cột trùm ra ngoài tim cọc nên không cần phải kiểm tra điều kiện chọc thủng

- Kiểm tra với trường hợp nén thủng tự do

- Vẽ hình tháp nén thủng tự do với góc  = 45 o Đáy lớn tháp xuyên 45 0 bao phủ toàn phần của đầu cọc

- Cắt dãy Strip 2m theo phương x, ta được:

- Cắt dãy Strip 2m theo phương y, ta được:

- Dùng Q tt max v.21(kN) của tổ hợp Comb1 để kiểm tra điều kiện cân bằng áp lực ngang đáy đài theo công thức thực nghiệm sau: (sơ bộ chọn bề rộng đài là 3.5m)

  max TK min p 2010.67 (kN) R 2416(kN) p 1990.48(k N) 0

- Người ta quan niệm rằng nhờ ma sát giữa mặt xung quanh cọc và đất, tải trọng của móng được truyền trên diện tích rộng hơn, xuất phát từ mép ngoài cọc tại đáy đài và nghiêng một góc  được tính tính như sau: o tb 25.22 o

II II II II tc

5.10.6.3 Trọng lượng khối móng qui ước

• tc tc 2 tb qu p N 417.2 (kN / m )

- Điều kiện để nền ổn định: tc 2 tc 2 tb tc 2 tc 2 max tc 2 min

 , không cần kiểm tra lún cho móng

- Do yêu cầu tính toán kháng chấn nghiêm ngặt nên sinh viên chọn độ sâu chôn cọc thỏa mãn các điều kiện ổn định của nền móng do đó khi tính toán kiểm tra lún thì đất nền không lún

- Cắt dãy Strip 2m theo phương x, ta được:

- Cắt dãy Strip 2m theo phương y, ta được:

- Dùng Q tt max s.96 (kN) của tổ hợp Comb9 Min để kiểm tra điều kiện cân bằng áp lực ngang đáy đài theo công thức thực nghiệm sau: (sơ bộ chọn bề rộng đài là 3.5m) tt

  max TK min p 2087.36(kN) R 2230.63(kN) p 1974.82(k N) 0

 =  = • tb: Góc ma sát trung bình của các lớp đất.

II II II II tc

- Khối lượng đất bị cọc và đài chiếm chổ: p c II d II dc n.A L V 1320.6219(kN)

• tc tc 2 tb qu p N 468.19 (kN / m )

 , chông cần kiểm tra lún cho móng

- Với chiều cao đài hd = 1.5 m thì thì tháp chọc thủng (hình 5.18) Ta thấy các cọc C1, C2, C7, C8 nằm ngoài tháp chọc thủng Cọc C3, C4, C5, C6 nằm trong tháp chọc thủng

- Trong đó: (các ký hiệu và phép tính theo điều 5.8.10)

• Pxt - Lực xuyên thủng tt xt i xt

Trong đó: m c c o u =2(h +b +2h )=  +2 (1 0.8 2 1.25)+  =8.6 m cx bt m 0 xt

- Dùng Q tt max q.48(kN) của tổ hợp Comb18 Min để kiểm tra điều kiện cân bằng áp lực ngang đáy đài theo công thức thực nghiệm sau: (sơ bộ chọn bề rộng đài là 3.5m) tt

F =B L =3.5 5.6 19.6(m ) 5.12.4 Kiểm tra cọc làm việc theo nhóm

II II II II tc

- Khối lượng đất bị cọc và đài chiếm chổ: p c II d II dc n.A L V 1320.6219(kN)

= N - Ứng suất tại đáy khối móng quy ước:

• tc tc 2 tb qu p N 463.99 (kN / m )

→ Độ lún: S =1.99cmS gh cm

- Với chiều cao đài hd = 1.5 m thì thì tháp chọc thủng (hình 5.20) Ta thấy các cọc C1, C2, C7, C8 nằm ngoài tháp chọc thủng Cọc C3, C4, C5, C6 nằm trong tháp chọc thủng

• Pxt - Lực xuyên thủng: tt xt i xt

Trong đó: m c c o u =2(h +b +2h )=  +2 (1 0.8 2 1.25)+  =8.6 m cx bt m 0 xt

- Momen tại ngàm do phản lực các đầu cọc gây ra với giá trị : n i i i 1

Hình 5 22 Giá trị Strip moment theo phương X (bên trái) và phương Y (bên phải)

- Dùng Q tt max u.68(kN) của tổ hợp Comb8 Min để kiểm tra điều kiện cân bằng áp lực ngang đáy đài theo công thức thực nghiệm sau: (sơ bộ chọn bề rộng đài là 3.5m) tt

  max TK min p 1927.8(kN) R 2312.7 (kN) p 1855.4(k N) 0

5.13.6.2 Áp lực tính toán tác dụng lên nền khối móng quy ước

II II II II tc

- Khối lượng đất bị cọc và đài chiếm chổ: p c II d dc n.A L V II 825.4(kN)

 ,  M tc y = M oy tc + h Q d ox tc = 141 (kNm)

- Ứng suất tại đáy khối móng quy ước:

• tc tc 2 tb qu p N 433.47 (kN / m )

→ Thỏa mãn yêu cầu độ lún.

Hình 5 24 Giá trị Strip moment theo phương X (bên trái) và phương Y (bên phải)

TÍNH TOÁN MÓNG LÕI CỨNG

Bảng 5 31 Tải trọng tính toán móng lõi cứng

Trường hợp tải Tổ hợp N tt (kN) M tt x (kN.m) M tt y (kN.m) Q tt x (kN) Q tt y (kN)

- Dùng Q tt max T69.26 (kN) của tổ hợp Comb9Min để kiểm tra điều kiện cân bằng áp lực ngang đáy đài theo công thức thực nghiệm sau: (sơ bộ chọn bề rộng đài là 20.3m) tt

- Sức chịu tải của nhóm cọc: tt n h c aTK

N = n F h =1.1 25 341.53 1.5 14088.11(kN)   - Chuyển các ngoại lực tác dụng về đáy đài tại trọng tâm nhóm cọc (trường hợp này trùng với trọng tâm đài)

- Kiểm tra phản lực đầu cọc lõi cứng bằng phần mềm Safe 2016, ta được

Bảng 5 32 Giá trị phản lực đầu cọc lõi cứng Safe2016

STT Node Fz STT Node Fz STT Node Fz

II II II II tc

- Khối lượng đất bị cọc và đài chiếm chổ: p c II d I dc n.A L V I (kN)

- Trọng lượng khối móng qui ước: qu Qd Qc Qdc 248124(kN)

- Lực dọc tiêu chuẩn tác dụng tại đáy khối móng qui ước: tc qu 414 )

 ,  M tc y =M tc oy +h Q d tc ox 1843(kNm)

• tc tc 2 tb qu p N 630.34 (kN / m )

 = F • Áp lực gây lún ở đáy khối móng quy ước: gl tc bt 2

 , cần kiểm tra lún cho móng.

Bảng 5 33 Tính toán ổn định của nền móng lõi cứng Điểm Độ sâu z L qu /2 B qu /2

- K0 : Hệ số ứng suất trên trục qua tâm diện truyền tải hình chữ nhật do tải trọng thẳng đứng phân bố đều

→ Thỏa mãn yêu cầu độ lún.

Hình 5 25 Tháp xuyên thủng đài móng lõi thang

- Vẽ hình tháp nén thủng tự do với góc  = 45 o Đáy lớn tháp xuyên 45 0 bao phủ toàn phần của đầu cọc (như hình 5.24)

- Với chiều cao đài hd = 1.5 m và chiều cao phần bê tông cốt thép đặt thép cấu tạo 2m thì tháp chọc thủng từ chân cột trùm ra ngoài tim cọc nên không cần phải kiểm tra điều kiện chọc thủng

- Dùng phần mềm Safe mô hình và chia dãy theo phương X như sau:

- Dùng phần mềm Safe mô hình và chia dãy theo phương Y như sau:

5.14.9.2 Xác định nội lực và tính toán thép đài

- Lấy moment lớn nhất để tính toán cốt thép cho đài móng

Bảng 5 34 Bản nội lực tính toán

Nội lực tính toán theo các phương

Theo phương Y (II-II) kNm/m dãi bản kNm/m dãi bản

- Diện tích cốt thép tính theo công thức :

- Tính toán thép đài móng:

Bảng 5 35 Bảng thép đài móng lõi cứng

Phương M (kNm) A s (cm 2 ) Chọn thép A s chọn

BẢNG TỔNG HỢP THÉP CHO MÓNG CỌC ÉP BÊ TÔNG LY TÂM DỰ ỨNG LỰC TRỤC G3

Bảng 5 36 Tổng hợp thép cho móng cọc ép bê tông ly tâm ứng suất trước trục G3

PHƯƠNG ÁN 2 MÓNG CỌC KHOAN NHỒI.

CƠ SỞ TÍNH TOÁN

Móng cọc được quan niệm là móng cọc đài thấp, việc thiết kế chấp nhận một số giả thiết sau:

• Đài cọc xem như tuyệt đối cứng khi tính toán lực truyền xuống cọc

• Tải trọng của công trình qua đài cọc chỉ truyền xuống lên các cọc chứ không trực tiếp truyền lên phần đất nằm giữa các cọc tại mặt tiếp giáp với cọc

5.16.2 Đặc điểm cọc khoan nhồi

- Cọc khoan nhồi là loại cọc được đúc bê tông tại chỗ vào trong lỗ trống được đào hoặc khoan trong lòng đất, tiết diện ngang là tròn

• Khả năng chịu tải trọng lớn, sức chịu tải của cọc khoan nhồi có thể đạt đến ngàn tấn nên thích hợp với các công trình nhà ở cao tầng, các công trình có tải trọng tương đối lớn

• Ít gây ảnh hưởng chấn động đến các công trình xung quanh, thích hợp cho việc xây chen ở các đô thị lớn, khắc phục được các nhược điểm trong điều kiện thi công hiện nay

Có khả năng mở rộng đường kính và chiều dài cọc đến mức tối đa Hiện nay có thể sử dụng các cọc khoan nhồi có đường kính từ 600 ÷ 2500mm hoặc lớn hơn

• Công nghệ thi công đòi hỏi kỹ thuật thuật cao, để tránh các hiện tượng phân tầng (có lổ hổng trong bêtông) khi thi công đổ bêtông dưới nước có áp, các dòng thấm lớn hoặc di qua các lớp đất yếu có chiều dày lớn (các loại bùn, các loại hạt cát nhỏ, các bụi bão hoà thấm nước)

• Việc khối lương bêtông thất thoát trong quá trình thi công do thành lỗ khoan không bảo đảm và dễ bị sập hố khoan trước khi đổ bêtông gây ảnh hưởng xấu đến chất lượng thi công cọc

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

- Móng công trình được tính toán theo giá trị nội lực nguy hiểm nhất có kể đến sàn hầm truyền xuống chân cột, bao gồm:

Tuỳ thuộc theo số liệu, sinh viên tính toán với 1 trong 2 tổ hợp trên rồi sau đó kiểm tra với tổ hợp còn lại

- Tổ hợp tải trọng tính toán bao gồm móng xem mục 5.4.3

CẤU TẠO CỌC VÀ ĐÀI CỌC

- Vì sinh viện chọn sức chịu tải thiết kế theo lõi thang nên cao độ tính toán móng từ lõi cứng (-2.000m) so với móng cột nên sinh viện lấy tải thiết kế của lõi cứng để tính toán cho cột như mục 5.7.8

- Trong đồ án sinh viên chọn đường kính cọc d00mm phù hợp với điều kiện đất nền và khả năng thi công cọc khoan nhồi hiện nay

- Chiều dài cọc thực tế: Ltinhtoan = 40 – 0.15 – 0.6 = 39.25 m

Với đầu ngàm vào đài là 0.15 m và phần đập vào đầu cọc là 0.6 m

- Cốt thép dọc chịu lực giả thiết là 30d28 có As = 184.72 cm 2 ,  = 0.9%

5.17.2 Các hệ số làm việc khi thiết kế móng cọc có xét đến tác dụng của tải trọng động đất

- Công trình thuộc động đất cấp 7 theo phụ lục I, Bảng I.1 TCVN 9386:2012: Thiết kế công trình chịu động đất Và đất dưới mũi cọc khoan nhồi là đất sét trạng thái cứng Theo bảng I.1 – TCVN 205:1998, ta có:

- Xác định chiều sâu tính đổi hạ cọc trong đất Le

• K = 8000 kN/m 4 : hệ số tỷ lệ, được lấy theo bảng G.1, phụ lục G, TCXD 205:1998 bằng cách nội suy và lấy trung bình các giá trị các lớp đất cọc đi qua

• bc : chiều dài quy ước của cọc, b = 1.5d + 1 = 1.5 + 1 = 2.5 m

• E b 2.5 1 0 N / 6 k m 2 : mođun đàn hồi của bê tông cọc B30

= = = , moment quán tính tiết diện ngang của cọc:

- Ma sát bên cọc, fi trong khoảng giữa mặt đất đến độ sâu hu lấy bằng 0: u bd h = 4 5 m

XÁC ĐỊNH SỨC CHỊU TẢI CỦA CỌC

- Hầu hết trường hợp thiết kế thực tế là cọc chịu lực nén đúng tâm do đài truyền vào từ công trình bên trên, vật liệu cọc bêtông cốt thép thường Dùng công thức tính toán như cấu kiện bêtông chịu nén đúng tâm của TCVN 5574:2012 như sau:

- Và theo điều 7.1.9 TCVN 10304:2014 thì sức chịu tải vật liệu cọc được tính theo công thức sau:

( ) vl cb cb ' b b sc sc

• γcb = 0.85 – Hệ số điều kiện làm việc của bê tông (TCVN 10304:2014): hệ số kễ đến việc đổ bê tông trong khoảng khôn gian chật hẹp của hố và ống vách

• γcb’ = 0.7 – Hệ số kể đến điều kiện thi công (TCVN 10304:2014): thi công dưới huyền phù sét

• Rb – Cường độ chịu nén của bê tông

• Ab – Diện tích mặt cắt ngang cọc

• Rsc – Cường độ chịu nén cốt thép

• Asc – Diện tích cốt thép

•  – Hệ số kể đến ảnh hưởng uốn dọc

→ν = 0.7 (đỉnh cọc ngàm vào đài và mũi cọc treo trong đất) ly v.l 0.7 39.25

- Vậy sức chịu tải của vật liệu làm cọc là:

( ) vl cb cb ' b b c1 sc sc c2

=     +   5.18.2 Sức chịu tải của cọc theo chỉ tiêu cơ lý của đất nền

- Sức chịu tải cực hạn Rc,u của cọc khoan nhồi được xác định theo công thức:

•  c : Hệ số điều kiện làm việc của cọc trong đất , γc = 0.7

• fi : Cường độ sức kháng trung bình của lớp thứ “i” trên thân cọc, tra bảng 3 TCVN 10304:2014.Chia đất nền thành các lớp đất đồng nhất như hình vẽ (chiều dày mỗi lớp lấy không lớn hơn 2m)

Bảng 5 37 Kết quả tính toán giá trị ma sát bên

▪ N ; N ' q ' c – Hệ số sức chịu tải của đất dưới mũi cọc (tra bảng G.1 TCVN 10304:2014) là đất cát hoặc có thể tra theo bảng tra của Meyerhof 1976.

- Sau khi tra bảng ta có: N ' q E N; ' c 7

▪ cu,i : là cường độ sức kháng cắt không thoát nước của lớp đất thứ i trên thân cọc Cu,i =6.25Nc,i =6.25 45 (1.25( )kPa

▪ k i : hệ số áp lực ngang của đất lên cọc (tra bảng G.1 TCVN 10304:2014) hoặc tính bằng công thức k 1 sin i = −  i

Bảng 5 39 Xác định thành phần kháng của đất lên thành cọc (theo chỉ tiêu cường độ đất nền)

- Sức chịu tải cực hạn của cọc cần tìm là: c1 c2 c b

= 3 s i s i f N : đối với đất rời c,i p L u,i f =  f c : đối với đất dính

• cu,i : cường độ sức kháng cắt không thoát nước của lớp đất thứ i trên thân cọc cu,i =6.25Nc,i ( )kPa

• f L = 1: đối với cọc khoan nhồi

Chiều dài cọc nằm trong đất Chỉ số SPT c ui σ' v c ui /σ' v α p f L f c,i(s,i) f c,i(s,i) l i

Sức chịu tải của cọc khoan nhồi D = 1.0 (m) Kết quả SCT (kN)

- Vì sinh viên chọn cọc khoan nhồi nên lấy sức chịu tải đặc trưng:

R =min P , R 49 (kN) Vì sinh viên chọn SCT theo chỉ tiêu cơ lý đất nền nên theo điều 7.1.11 TCVN 10304:2014 o c c,u n k

•  k : hệ số tin cậy theo đất : móng cọc đài thấp có đáy đài nằm trên lớp đất biến dạng lớn, số lượng cọc trong móng ít nhất 21 cọc

5.18.6 Kiểm tra điều kiện thử tải tĩnh của cọc

Với vlbd vl tk tk

- Các giá trị sức chịu tải theo đất nền ở trên là giá trị chịu tải cực hạn của nền đất, khi tính toán cần kể đến các hệ số như hệ số tinh cậy của nền đất, hệ số tầm quan trọng của công trình và hệ số điều kiện làm việc của móng, lấy theo chỉ dẫn từ điều 7.1.11 TCVN 10304:2014 Các hệ số trên sẽ ràng buộc giá trị tính toán thiết kế cọc nhỏ hơn giá trị tải cho phép của vật liệu nên có thể nhận thấy việc sử dụng vật liệu và độ sâu cọc bố trí như trên là khá hợp lý về mặt kinh tế và khả năng chịu tải

- Vậy giá trị sức chịu tải cực hạn của đất nền sử dụng trong tính toán móng đơn là: R tk = 7035 (kN)

- Tính toán phương án móng cọc đài thấp, khi đó cọc hoàn toàn chịu nén và không chịu uốn, với tải trọng do công trình truyền xuống bao gồm lực đứng N, lực ngang Q và momen M

- Móng cọc được thiết kế là móng cọc đài thấp vì vậy độ chôn sâu của đài phải thỏa điều kiện lực ngang tác động ở đáy công trình phải cân bằng với áp lực đất tác động lên đài cọc

- Chọn chiều cao đài móng là hđ = 1.5 m

- Chiều sâu đặt đáy đài tính từ cốt sàn tầng trệt (±0.000m) là -14.3 m

- Chiều sâu đặt đáy đài nhỏ nhất được thiết kế với yêu cầu cân bằng áp lực ngang theo giả thiết tải ngang hoàn toàn do lớp đất từ đáy đài trở lên tiếp nhận

- Dùng Q tt max = 19.0381 2 +99.0864 2 (kN) của tổ hợp Comb1 để kiểm tra điều kiện cân bằng áp lực ngang đáy đài theo công thức thực nghiệm sau: (sơ bộ chọn bề rộng đài là 5m) tt

• : góc ma sát trong của đất từ đáy đài trở lên

• : dung trọng của đất kể từ đáy đài trở lên mặt đất

• : Hệ số xét đến ảnh hưởng của moment lệch tâm tại cột biên

• Sức chịu tải ở trên là sức chịu tải của cọc đơn Trong trường hợp cọc làm việc trong đài thì sức chịu tải của cọc giảm xuống do hiệu ứng nhóm cọc

• Do đó sinh viên chọn n = 4 cọc đều

→  = −    - Sức chịu tải của nhóm cọc: tt n h c aTK

N = n F h =1.1 25 25 1.5 1031.25(kN)   - Chuyển các ngoại lực tác dụng về đáy đài tại trọng tâm nhóm cọc (trường hợp này trùng với trọng tâm đài)

• M tt x =M ox tt +h Q d oy tt 815 1.5 94.085+  #0 (kN.m)

• M tt y =M tt oy +h Q d ox tt D.61 1.5 19.0+  s(kN.m)

- Tải trọng tác dụng lên cọc:

• xi, yi : khoảng cách từ tim cọc thứ i đến trục đi qua trọng tâm các cọc tại mặt phẳng đáy đài; tt tt tt y i x i tt i 2 2 i i

• : tổng moment tính toán đáy đài quay quanh trục x tại trọng tâm nhóm cọc;

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

Bảng 5 42 Giá trị phản lực đầu cọc M28 (tính thủ công)

  max TK min p 4068(kN) R 5592.83(kN) p 3967 (k N) 0

5.19.6 Kiểm tra phản lực đầu cọc bằng phần mềm SAFE2016

5.19.6.1 Các công thức tính toán

- Xác định độ cứng lò xo: k N tt

- Theo điều 7.4.2 – TCVN 10304:2014, độ lún cọc đơn có thể tính theo

• N : tải trong thẳng đứng tác dụng lên cọc, tính bằng MN

•  : hệ số được xác định theo công thức,

▪  = ' 0.17 ln(k G L n 1 ctt / G d) 2 : hệ số ứng với cọc cứng tuyệt đối

▪  = ' 0.17 ln(k L n ctt / d) : hệ số đối với nền đồng nhất đặt trưng G & 1  1 tt

 = : hệ số độ cứng tương đối của cọc

5.19.6.2 Tính toán độ cứng lò xo cho cọc

- Độ cứng tương đối của cọc:

- Hệ số ứng với cọc cứng tuyệt đối:

 =        - Hệ số đối với nền đồng nhất đặt trưng G & 1  1 :

- Độ lún cọc đơn là:

5.19.6.3 Kiểm tra lực tác dụng lên đầu cọc bằng phần mềm Safe2016

- Bố trí đài cọc cho cột 28 theo các kích thước trong 5.7.5, ta được:

Hình 5 28 Độ cứng cọc trong Safe2016

- Gán độ cứng lo xo cho các cọc trong đài, chạy mô hình, xem phản lực đầu cọc, ta được:

Hình 5 29 Phản lực đầu cọc trong Safe 2016

- Ta lập bảng tỷ lệ giữa tính tay và tính máy, ta có:

Bảng 5 43 Tỷ lệ giữa tính bằng tay và tính bằng Safe2016

- Nhận xét: Giá trị Giá trị P thu được từ mô hình và kết quả tính tay không chênh quá 10%, điều này chứng tỏ độ chính xác của mô hình là cao Vì vậy mà những móng còn lại sinh viên sẽ dùng phần mềm SAFE2016 để kiểm tra phản lực đầu cọc

Hình 5 30 Sơ đồ khối xác định khối móng qui ước

- Người ta quan niệm rằng nhờ ma sát giữa mặt xung quanh cọc và đất, tải trọng của móng được truyền trên diện tích rộng hơn, xuất phát từ mép ngoài cọc tại đáy đài và nghiêng một góc  được tính như sau

• tb: Góc ma sát trung bình của các lớp đất

→  = - Diện tích khối móng qui ước được tính theo công thức, trong đó:

II II II II tc

• ktc = 1.1 : Hệ số độ tin cậy, vì các đặc trưng tính toán lấy trực tiếp từ các bảng thống kê

• m1 = 1.2 : Hệ số điều kiện làm việc của đất nền (đặt móng tại lớp đất số 5) – đối với sét cứng có độ sệt IL < 0.5

• m2 = 1.0 : Hệ số điều kiện làm việc của công trình tác động qua lại với đất nền, phụ thuộc vào tỷ lệ kích thước công

• Chiều sâu đáy móng -54.3 m ứng với lớp đất thứ 6 có  0.2 0 , IL=0.02

• cII = 11 kN/m 2 : trị tính toán của lực dính đơn vị của đất nằm trực tiếp dưới đáy móng

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

• Tra bảng trên ta được:

• II: Dung trọng lớp đất từ đáy khối móng qui ước trở xuống:

• II’: Dung trọng các lớp đất từ đáy khối móng qui ước trở lên

- Khối lượng đất trong khối móng quy ước: d qu i II d

- Khối lượng cọc và đài bê tông: c p c bt d bt c n.A L V

- Khối lượng đất bị cọc và đài chiếm chổ: p c II I dc dc d I n.A L V

- Trọng lượng khối móng qui ước: qu Q d Q c Q dc 69667 (kN)

5.19.7.4 Kiểm tra điều kiện làm việc đàn hồi của các lớp đất dưới móng khối qui ước

- Kiểm tra với giá trị tải tiêu chuẩn ứng với tổ hợp: N tc max , M tc x , M , tc y Q tc x , Q tc y

210 tc tc tc y oy d ox

- Độ lệch tâm: tc tc tc x tc y x tc y tc

• tc tc tc qu y tc x max qu qu qu

=  + + • tc tc tc qu y tc x min qu qu qu

=  − − - Điều kiện để nền ổn định: tc 2 tc 2 tb tc 2 tc 2 max tc 2 min

Hình 5 31 Sơ đồ hình thành tháp chọc thủng M28

- Công thức chung xác định lực chống xuyên trên diện tích hạn chế theo mục 6.2.5.4 TCVN 5574:2012

• Fper: là lực chọc thủng tính toán, bằng tổng phản lực các cọc nằm ngoài phạm vi đáy dưới tháp chọc thủng, Fper = N(n1/n) với n là số cọc trong đài và n1 là số cọc nằm ngoài phạm vi đáy dưới tháp chọc thủng

• ho: chiều cao làm việc của đài ho=1.5-0.25=1.25 m

• α = 1 : hệ số đối với bê tông nặng

• bcol: kích thước của cột (vách) theo phương x

• hcol: kích thước của cột (vách) theo phương y

• c1: là khoảng cách từ mép cột có kích thước bcol tới mặt phẳng song song với nó , đi qua mép trong của hàng cột gần nhất, nằm ngoài phạm vi đáy dưới của tháp chọc thủng

• c2: là khoảng cách từ mép cột có kích thước hcol tới mặt phẳng song song với nó , đi qua mép trong của hàng cột gần nhất, nằm ngoài phạm vi đáy dưới của tháp chọc thủng

• - cường độ chịu kéo của bê tông, với B30 thì =1.2 Mpa

- Điều kiện chọc thủng: Fper < Fcxt

- Kết luận: móng thỏa điều kiện xuyên thủng của cột

- Dùng Q tt max $.05(kN) của tổ hợp Comb7 để kiểm tra điều kiện cân bằng áp lực ngang đáy đài theo công thức thực nghiệm sau: (sơ bộ chọn bề rộng đài là 5m) tt

- Kiểm tra phản lực đầu cọc M41 bằng phần mềm Safe 2016, ta được:

Bảng 5 44 Giá trị phản lực đầu cọc M41 Safe2016

Cọc xi (m) yi (m) pi (kN)

 =  = • tb: Góc ma sát trung bình của các lớp đất,  = tb 23.77 0

II II II II tc

•  = II 10.82(kN / m ) 3 ,  = ' II 10.82(kN / m ) 2 tc 2

- Khối lượng cọc và đài bê tông: p c bt d bt c n.A L V 1945(kN)

- Khối lượng đất bị cọc và đài chiếm chổ: p c II d dc n.A L V II 841796 (kN)

- Trọng lượng khối móng qui ước: qu Q d Q c Q dc 62171(kN)

• tc tc 2 tb qu p N 512.82 (kN / m )

 o bt col o col col per

Kết luận: móng thỏa điều kiện xuyên thủng của cột

- Diện tích cốt thép tính theo công thức: b b o m 2 s b b o s

- Chia dãy Strip theo phương x với CutWidth 2 mét, ta được:

- Khoảng cách giữa 2 thanh thép @ 2000 2 50 158(mm)

- Chia dãy Strip theo phương y với CutWidth 3 mét, ta được:

- Dùng Q tt max v.21(kN) của tổ hợp Comb1 để kiểm tra điều kiện cân bằng áp lực ngang đáy đài theo công thức thực nghiệm sau: (sơ bộ chọn bề rộng đài là 5m): tt

- Sức chịu tải của nhóm cọc: tt n h c aTK

- Kiểm tra phản lực đầu cọc M33 bằng phần mềm Safe 2016, ta được

- Việc tính toán và kiểm tra được thực hiện ở trạng thái giới hạn II Khi đó, dùng tải trọng tiêu chuẩn và quan niệm móng cọc và đất như móng quy ước và coi nó như móng nông trên nền thiên nhiên Độ lún của móng trong trường hợp này là

222 do nền dưới đáy khối quy ước gây ra còn biến dạng của bản thân các cọc được bỏ qua

II II II II tc

•  = II 10.82(kN / m ) 3 ,  = ' II 10.82(kN / m ) 2 tc 2

- Khối lượng đất bị cọc và đài chiếm chổ: p c II d d c n.A L V II 841.796(kN)

• tc tc 2 tb qu p N 507.55 (kN / m )

- Khoảng cách giữa 2 thanh thép @ 5000 2 50 700 (mm)

- Dùng Q tt max s.96 (kN) của tổ hợp Comb9Min để kiểm tra điều kiện cân bằng áp lực ngang đáy đài theo công thức thực nghiệm sau: (sơ bộ chọn bề rộng đài là 5m) tt

  max TK min p 4123.44(kN) R 5592.825(kN) p 4100(k N) 0

II II II II tc

•  = II 10.82(kN / m ) 3 ,  = ' II 10.82(kN / m ) 2 tc 2

- Khối lượng cọc và đài bê tông: p c bt d c n.A L V bt 4077.5(kN)

- Lực dọc tiêu chuẩn tác dụng tại đáy khối móng qui ước: N qu tc 422 (kN)

• tc tc 2 tb qu p N 542.17 (kN / m )

 = F • Áp lực gây lún ở đáy khối móng quy ước: gl tc bt 2 tb 80

- Kết luận: móng thỏa điều kiện xuyên thủng của cột.

- Dùng Q tt max q.48 (kN) của tổ hợp Comb18Min để kiểm tra điều kiện cân bằng áp lực ngang đáy đài theo công thức thực nghiệm sau: (sơ bộ chọn bề rộng đài là 5m) tt

- Độ cứng lò xo k: k N tt 341.9(kN / mm)

II II II II tc

•  = II 10.82(kN / m ) 3 ,  = ' II 10.82(kN / m ) 2 tc 2

- Khối lượng cọc và đài bê tông: p c bt d c n.A L V bt 4077.5(kN)

- Khối lượng đất bị cọc và đài chiếm chổ: p c II d d c n.A L V I I 1764.742 (kN)

- Trọng lượng khối móng qui ước: qu Q d Q c Q dc 81342 (kN)

 ,  M tc y = M oy tc + h Q d tc ox = 43(kNm)

• tc tc 2 tb qu p N 517.88 (kN / m )

Kết luận: móng thỏa điều kiện xuyên thủng của cột

- Dùng Q max tt u.68(kN) của tổ hợp Comb8Min để kiểm tra điều kiện cân bằng áp lực ngang đáy đài theo công thức thực nghiệm sau: (sơ bộ chọn bề rộng đài là 5m) tt

- Người ta quan niệm rằng nhờ ma sát giữa mặt xung quanh cọc và đất, tải trọng của móng được truyền trên diện tích rộng hơn, xuất phát từ mép ngoài cọc tại đáy đài và nghiêng một góc  được như sau: o tb 23.77 o

• tb: Góc ma sát trung bình của các lớp đất,  = tb 23.77 0

II II II II tc

•  = II 10.82(kN / m ) 3 ,  = ' II 10.82(kN / m ) 2 tc 2

- Khối lượng đất bị cọc và đài chiếm chổ: p c II d d c n.A L V II 841.796 (kN)

- Trọng lượng khối móng qui ước: qu Q d Q c Q dc 62171(kN)

- Lực dọc tiêu chuẩn tác dụng tại đáy khối móng qui ước: N tc qu p539 (kN)

 ,  M tc y = M oy tc + h Q d ox tc = 141 (kNm)

• tc tc 2 tb qu p N 518.67 (kN / m )

- Khoảng cách giữa 2 thanh thép @ 2000 2 50 112 (mm)

TÍNH TOÁN MÓNG LÕI CỨNG

- Dùng Q tt max T69.26 (kN) của tổ hợp Comb9Min để kiểm tra điều kiện cân bằng áp lực ngang đáy đài theo công thức thực nghiệm sau: (sơ bộ chọn bề rộng đài là 11m)

- Khoảng cách từ mép cọc đến mép đài

- Kiểm tra phản lực đầu cọc lõi cứng bằng phần mềm Safe 2016, ta được

Bảng 5 49 Giá trị phản lực đầu cọc lõi cứng Safe2016

STT Point OutputCase CaseType Fx Fy Fz

- Việc tính toán và kiểm tra được thực hiện ở trạng thái giới hạn II Khi đó, dùng tải trọng tiêu chuẩn và quan niệm móng cọc và đất như móng quy ước và coi nó như móng nông trên nền thiên nhiên Độ lún của móng trong trường hợp này là

248 do nền dưới đáy khối quy ước gây ra còn biến dạng của bản thân các cọc được bỏ qua

II II II II tc

•  = II 10.82(kN / m ) 3 ,  = ' II 10.82(kN / m ) 2 tc 2

- Khối lượng đất bị cọc và đài chiếm chổ: p c II d I dc n.A L V I (kN)

- Trọng lượng khối móng qui ước: qu Qd Qc Qdc 346550(kN)

- Lực dọc tiêu chuẩn tác dụng tại đáy khối móng qui ước: N tc qu P4557 (kN)

 , tc tc tc y oy d ox

• tc tc 2 tb qu p N 703.71 (kN / m )

 = F • Áp lực gây lún ở đáy khối móng quy ước: gl tc bt 2 tb 80

- Với chiều cao đài hd = 1.5 m và chiều cao phần bê tông cốt thép đặt cấu tạo 2m thì tháp chọc thủng từ chân cột trùm ra ngoài tim cọc nên không cần phải kiểm tra điều kiện chọc thủng

- Dùng phần mềm Safe mô hình và chia dãy theo phương X như sau:

- Dùng phần mềm Safe mô hình và chia dãy theo phương Y như sau:

5.25.9.2 Xác định nội lực và tính toán thép đài

- Lấy moment lớn nhất để tính toán cốt thép cho đài móng

Bảng 5 50 Bản nội lực tính toán

Nội lực tính toán theo các phương

Theo phương Y (II-II) kNm/m dãi bản kNm/m dãi bản

- Diện tích cốt thép tính theo công thức :

- Tính toán thép đài móng:

Bảng 5 51 Bảng thép đài móng lõi cứng

Phương M (kNm) A s (cm 2 ) Chọn thép A s chọn

BẢNG TỔNG HỢP THÉP CHO MÓNG CỌC KHOAN NHỒI TRỤC G3

Bảng 5 52 Tổng hợp thép cho móng cọc khoan nhồi trục G3

THIẾT KẾ GIẾNG BƠM HẠ MỰC NƯỚC NGẦM Ở HỐ MÓNG

Phần bản vẽ gồm có:

01 Bản vẽ kiến trúc Công trình Tây Nam – 05 bản vẽ

02 Bản vẽ sàn điển hình (sàn phẳng BTCT thường) – 01 bản vẽ

03 Bản vẽ sàn điển hình (sàn BTCT dự ứng lực) – 01 bản vẽ

04 Bản vẽ cầu thang – 01 bản vẽ

05 Bản vẽ cột – 01 bản vẽ

06 Bản vẽ vách đơn và dầm cao – 01 bản vẽ

07 Bản vẽ móng – 03 bản vẽ

08 Bản vẽ thi công giếng bơm hạ mực nước ngầm – 03 bản vẽ vii

MỤC LỤC ĐỀ MỤC TRANG

Nhiệm vụ đồ án tốt nghiệp……… …ii

Phiếu nhận xét của giáo viên hướng dẫn……… iii

Phiếu nhận xét của giáo viên phản biện………iv

Danh mục các bảng biểu……… ………viii

Danh mục các hình ảnh, biểu đồ………ix

CHƯƠNG 1 TỔNG QUAN KIẾN TRÚC VÀ KẾT CẤU 1

1.1.1 Mục đích xây dựng công trình 1

1.1.2 Vị trí và đặc điểm công trình 2

1.2 CÁC GIẢI PHÁP KIẾN TRÚC CỦA CÔNG TRÌNH 10

1.3 GIẢI PHÁP KỸ THUẬT KHÁC 11

1.3.6 Hệ thống phòng cháy chữa cháy 12

1.3.8 Hệ thống thoát rác 12 vii

1.4 LỰA CHỌN GIẢI PHÁP KẾT CẤU 12

1.4.1 Giải pháp kết cấu theo phương đứng 12

1.4.2 Giải pháp kết cấu theo phương ngang 13

1.5.1 Các yêu cầu đối với vật liệu 14

1.5.2 Lớp bê tông bảo vệ 14

1.5.3 Bố trí hệ kết cấu chịu lực 15

CHƯƠNG 2 TÍNH TOÁN – THIẾT KẾ SÀN ĐIỂN HÌNH 16

2.2 TÍNH SÀN ĐIỂN HÌNH (SÀN PHẲNG BÊ TÔNG CỐT THÉP) 16

2.2.4 Tính toán cốt thép sàn 25

2.2.5 Kiểm tra theo trạng thái giới hạn II 29

2.2.6 Kiểm tra xuyên thủng đầu cột 31

2.3 TÍNH TOÁN SÀN ĐIỂN HÌNH (SÀN BÊ TÔNG CỐT THÉP DỰ ỨNG LỰC TRƯỚC) 33

2.3.5 Tính toán số lượng cáp 34

2.3.6 Kiểm tra cường độ bê tông sàn 45

2.3.7 Kiểm tra theo khả năng chịu lực của sàn ứng lực trước 49

2.3.8 Kiểm tra theo trạng thái giới hạn II 52

2.3.9 Kiểm tra xuyên thủng đầu cột 57

2.3.10 Kiểm tra khả năng chịu lực cục bộ của đầu neo 57

2.4 LỰA CHỌN PHƯƠNG ÁN SÀN 58

CHƯƠNG 3 TÍNH TOÁN – THIẾT KẾ CẦU THANG 59

3.1 CẤU TẠO CẦU THANG TẦNG ĐIỂN HÌNH 59

3.2 KÍCH THƯỚC SƠ BỘ CẦU THANG 59

3.3.2 Bản thang (phần bản nghiêng) 60

3.4 TÍNH TOÁN – THIẾT KẾ CẦU THANG 61

3.4.1 Sơ đồ tính cầu thang 61

3.5 TÍNH TOÁN CỐT THÉP DẦM THANG (DẦM CHIẾU TỚI) 62

3.6 TÍNH TOÁN THÉP ĐAI CHO DẦM THANG (DẦM CHIẾU TỚI) 62

3.7 KIỂM TRA THEO TRẠNG THÁI GIỚI HẠN II 63

3.7.2 Mô hình và kiểm tra 64

CHƯƠNG 4 TÍNH TOÁN – THIẾT KẾ HỆ KHUNG 65

4.2 KHAI BÁO CÁC TRƯỜNG HỢP TẢI TRỌNG VÀ TỔ HỢP TẢI TRỌNG 76

4.2.1 Các trường hợp tải trọng tiêu chuẩn 76

4.2.2 Các trường hợp tổ hợp tải trọng tính toán – TTGH I 77

4.2.3 Các trường hợp tổ hợp tải trọng tính toán – TTGH II 78

4.4 KIỂM TRA ỔN ĐỊNH TỔNG THỂ CÔNG TRÌNH 79

4.4.1 Kiểm tra chu kỳ dao động 79

4.4.2 Kiểm tra chuyển vị đỉnh 80

4.4.3 Kiểm tra độ lệch tầng 81

4.5 TÍNH TOÁN – THIẾT KẾ CỘT 82

4.5.1 Phương pháp tính toán cột 83

4.5.3 Tính toán cốt thép cột 86

4.5.4 Tính toán cốt thép đai 94

4.5.5 Kiểm tra khả năng chịu lực bằng Etabs 2017 94 vii

4.6 TÍNH TOÁN – THIẾT KẾ VÁCH ĐƠN 97

4.6.1 Phương pháp tính toán vách đơn 97

4.6.3 Tính toán cốt thép vách đơn 101

4.7 TÍNH TOÁN – THIẾT KẾ DẦM CAO (DEEP BEAM) 107

4.7.1 Phương pháp tính toán dầm cao 107

4.7.3 Tính toán cốt thép dầm cao 108

CHƯƠNG V TÍNH TOÁN – THIẾT KẾ MÓNG 111

5.2 ĐIỀU KIỆN ĐỊA CHẤT CÔNG TRÌNH 111

5.2.2 Đánh giá tính chất của đất nền 114

5.2.3 Đánh giá điều kiện thủy văn 114

5.3 LỰA CHỌN GIẢI PHÁP MÓNG CHO CÔNG TRÌNH 114

5.3.2 Đặc điểm thiết kế móng cọc trong vùng chịu tải động đất 115

PHƯƠNG ÁN 1 MÓNG CỌC BÊ TÔNG LY TÂM DỰ ỨNG LỰC 116

5.4.1 Giới thiệu sơ lược về cọc bê tông ly tâm dự ứng lực 116

5.5 CẤU TẠO CỌC VÀ ĐÀI CỌC 120

5.5.2 Các hệ số làm việc khi thiết kế móng cọc có xét đến tác dụng của tải trọng động đất 121

5.6 XÁC ĐỊNH SỨC CHỊU TẢI CỦA CỌC CHO MÓNG CỘT 122

5.6.1 Sức chịu tải của cọc theo cường độ vật liệu 122

5.6.2 Sức chịu tải của cọc theo chỉ tiêu cơ lý của đất nền 122

5.6.3 Sức chịu tải của cọc theo cường độ đất nền 124

5.6.4 Sức chịu tải cọc theo thí nghiệm SPT 125

5.6.5 Xác định sức chịu tải thiết kế 126

5.6.6 Kiểm tra điều kiện thử tải tĩnh cọc 127 vii

5.6.7 Kiểm tra điều kiện cẩu lắp 127

5.7 XÁC ĐỊNH SỨC CHỊU TẢI CỦA CỌC CHO MÓNG LÕI CỨNG 127

5.7.5 Xác định sức chịu tải thiết kế 131

5.7.6 Kiểm tra điều kiện thử tải tĩnh cọc 132

5.7.7 Kiểm tra điều kiện cẩu lắp 132

5.7.8 Sức chịu tải cọc thiết kế cho công trình 132

5.8.1 Sơ bộ chiều sâu đáy đài 132

5.8.2 Xác định số lượng cọc 132

5.8.3 Chọn kích thước đài cọc và bố trí cọc 133

5.8.4 Kiểm tra cọc làm việc theo nhóm 133

5.8.5 Kiểm tra lực tác dụng lên đầu cọc 133

5.8.6 Kiểm tra lực tác dụng lên đầu cọc bằng phần mềm Safe2016 135

5.8.7 So sánh kết quả phản lực đầu cọc tính thủ công và Safe tính 137

5.8.8 Kiểm tra ổn định đất nền dưới đáy khối móng quy ước 138

5.8.9 Kiểm tra độ lún cho móng 141

5.8.11 Tính toán cốt thép đài cọc 145

5.13.3 Chọn kích thước đài cọc và bố trí cọc 176 vii

5.14 TÍNH TOÁN MÓNG LÕI CỨNG 184

5.15 BẢNG TỔNG HỢP THÉP CHO MÓNG CỌC ÉP BÊ TÔNG LY TÂM DỰ ỨNG LỰC TRỤC G3 193

PHƯƠNG ÁN 2 MÓNG CỌC KHOAN NHỒI 193

5.16.2 Đặc điểm cọc khoan nhồi 193

5.17 CẤU TẠO CỌC VÀ ĐÀI CỌC 194

5.17.2 Các hệ số làm việc khi thiết kế móng cọc có xét đến tác dụng của tải trọng động đất 195

5.18 XÁC ĐỊNH SỨC CHỊU TẢI CỦA CỌC 195

5.18.5 Xác định sức chịu tải thiết kế 200 vii

5.18.6 Kiểm tra điều kiện thử tải tĩnh của cọc 201

5.19.6 Kiểm tra phản lực đầu cọc bằng phần mềm SAFE2016 204

5.25 TÍNH TOÁN MÓNG LÕI CỨNG 244

5.25.3 Chọn kích thước đài cọc và bố trí cọc 245 vii

5.26 BẢNG TỔNG HỢP THÉP CHO MÓNG CỌC KHOAN NHỒI TRỤC G3 252

5.27 LỰA CHỌN PHƯƠNG ÁN MÓNG 252

5.27.1 So sánh về chỉ tiêu kết cấu 252

5.27.2 So sánh về chi phí vật liệu làm móng 252

5.27.4 Lựa chọn phương án móng 255

CHƯƠNG 6 THIẾT KẾ GIẾNG BƠM HẠ MỰC NƯỚC NGẦM Ở HỐ MÓNG 256

6.1 PHƯƠNG ÁN HẠ MỰC NƯỚC NGẦM 256

6.1.1 Cơ sở thiết kế và tính toán 256

6.1.2 Áp dụng phương pháp hạ mực nước ngầm nhân tạo 256

6.2.3 Biện pháp chống hiện tượng sụt lún các công trình lân cận 262

6.3 PHƯƠNG PHÁP QUAN TRẮC VÀ GHI CHÉP ĐO MỰC NƯỚC NGẦM 262

6.4 PHƯƠNG PHÁP LẤP GIẾNG SAU KHI HOÀN THÀNH 263

I KHỐI LƯỢNG CÔNG TRÌNH (BÊ TÔNG & CỐT THÉP) 266

II QUI TRÌNH THỰC HIỆN ETABS2017 267

4 Gán tải trọng động đất 272 viii

DANH MỤC CÁC BẢNG BIỀU

Bảng 1 1 Cao độ công trình 9

Bảng 1 2 Thông số bê tông 14

Bảng 2 1.Tĩnh tải cấu tạo các ô sàn (trừ nhà vệ sinh) 16

Bảng 2 2 Tĩnh tải ô sàn nhà vệ sinh 16

Bảng 2 3 Hoạt tải các ô bản 17

Bảng 2 4 Sơ bộ tiết diện cột 18

Bảng 2 5 Sơ bộ tiết diện cột 19

Bảng 2 6 Chia dãy thiết kế (Design Strip) 23

Bảng 2 11.Moment dải sàn ULT theo phương X 35

Bảng 2 12 Moment dải sàn ULT theo phương Y 35

Bảng 2 13 Số liệu đầu vào phương X 41

Bảng 2 14 Bảng chọn số cáp ULT theo phương X 42

Bảng 2 15 Bảng tổn hao ứng suất cáp ULT theo phương X do từ biến nhanh của bê tông 42

Bảng 2 16 Số liệu đầu vào phương Y 43

Bảng 2 17 Bảng chọn số cáp ULT theo phương Y 43

Bảng 2 18 Bảng tổn hao ứng suất cáp ULT theo phương Y do từ biến nhanh của bê tông 44

Bảng 2 19 Kiểm tra giai đoạn buông cáp cho dãy X 45

Bảng 2 20 Kiểm tra giai đoạn buông cáp cho dãy Y 46

Bảng 2 21 Kiểm tra giai đoạn sử dụng cho dãy X 47

Bảng 2 22 Kiểm tra giai đoạn sử dụng cho dãy Y 48

Bảng 2 23 Kiểm tra khả năng chịu lực của sàn ULT theo phương X 50

Bảng 2 24 Kiểm tra khả năng chịu lực của sàn ULT theo phương Y 50

Bảng 2 25 Độ cong theo phương X 54

Bảng 2 26 Độ cong theo phương Y 55

Bảng 2 27 Bảng so sánh các tiêu chí 2 phương án sàn điển hình 58

Bảng 3 1 Tải tác dụng lên bản chiếu nghỉ 59

Bảng 3 2 Kết quả tính toán và bố trí thép cầu thang 62

Bảng 3 3 Kết quả tính toán và bố trí thép dầm chiếu tới 62

Bảng 4 1 Đặc điểm công trình 65

Bảng 4 2 Giá trị tính toán thành phần tĩnh của tải trọng gió 66

Bảng 4 3 Kết quả 05 mode dao động với Mass Source 1TT+0.5HT 68

Bảng 4 4 Kết quả y1 ứng với modal 1 của phương X và Y 68 viii

Bảng 4 5 Tính toán thành phần động của gió 71

Bảng 4 6 Giá trị tham số mô tả phổ phản ứng đàn hồi 74

Bảng 4 7 Kết quả 23 mode dao động với Mass Source 1TT+0.24HT 74

Bảng 4 8 Kết quả phổ phản úng theo phương ngang 75

Bảng 4 9 Các trường hợp tải trọng tiêu chuẩn: Trong đó, tải động đất tính theo phương pháp sử dụng phổ thiết kế 76

Bảng 4 10 Các trường hợp tổ hợp tải trọng tính toán – TTGH I 77

Bảng 4 11 Các trường hợp tổ hợp tải trọng tiêu chuẩn – TTGH II 78

Bảng 4 12 Kết quả tính thép cột 86

Bảng 4 13 Số liệu cốt thép cột C28 94

Bảng 4 14 Bảng kết quả tính thép vách đơn 101

Bảng 4 15 Nội lực tính toán S1 108

Bảng 5 2 Bảng thông số kỹ thuật vật liệu cọc 118

Bảng 5 3 Tổ hợp tải trọng tính toán M28 119

Bảng 5 9 Kết quả tính toán giá trị ma sát bên 123

Bảng 5 10 Địa chất thân cọc tính từ đáy đài đến mũi cọc 124

Bảng 5 11 Xác định thành phần kháng của đất lên thành cọc 125

Bảng 5 12 Xác định thành phần kháng của đất lên thành cọc (theo SPT) 126

Bảng 5 13 Bảng tổng hợp sức chịu tải của cọc 126

Bảng 5 15 Xác định thành phần kháng của đất lên thành cọc 130

Bảng 5 18 Giá trị phản lực đầu cọc M28 (tính thủ công) 134

Bảng 5 19 Giá trị phản lực đầu cọc M28 (Safe tính) 137

Bảng 5 20 Tỷ lệ giữa tính bằng tay và tính bằng Safe2016 137

Bảng 5 21 Tính toán ổn định của nền móng M28 143

Bảng 5 22 Giá trị phản lực đầu cọc M41 148

Bảng 5 31 Tải trọng tính toán móng lõi cứng 184 viii

Bảng 5 32 Giá trị phản lực đầu cọc lõi cứng Safe2016 186

Bảng 5 33 Tính toán ổn định của nền móng lõi cứng 190

Bảng 5 34 Bản nội lực tính toán 192

Bảng 5 35 Bảng thép đài móng lõi cứng 193

Bảng 5 36 Tổng hợp thép cho móng cọc ép bê tông ly tâm ứng suất trước trục G3. 193

Bảng 5 37 Kết quả tính toán giá trị ma sát bên 197

Bảng 5 39 Xác định thành phần kháng của đất lên thành cọc (theo chỉ tiêu cường độ đất nền) 199

Bảng 5 42 Giá trị phản lực đầu cọc M28 (tính thủ công) 204

Bảng 5 43 Tỷ lệ giữa tính bằng tay và tính bằng Safe2016 206

Bảng 5 44 Giá trị phản lực đầu cọc M41 Safe2016 215

Bảng 5 49 Giá trị phản lực đầu cọc lõi cứng Safe2016 246

Bảng 5 50 Bản nội lực tính toán 251

Bảng 5 51 Bảng thép đài móng lõi cứng 251

Bảng 5 52 Tổng hợp thép cho móng cọc khoan nhồi trục G3 252

Bảng 5 53 Khối lượng bê tông đài cọc 252

Bảng 5 54 Khối lượng bê tông cọc 253

Bảng 5 55 Diện tích sàn của công trình 253

Bảng 5 56 Bảng so sánh khối lượng bê tông của 2 phương án móng 254

Bảng 5 57 Bảng so sánh thép của 2 phương án móng 254

Bảng 6 1 Kết cấu hệ thống giếng 261

Bảng PL 1 Khối lượng bê tông Công trình Tây Nam 266

Bảng PL 2 Khối lượng thép Công trình Tây Nam 266 ix

DANH MỤC CÁC HÌNH ẢNH, BIỂU ĐỒ

Hình 1 1 Vị trí công trình trên Google Maps 2Hình 1 2 Mặt đứng công trình 4Hình 1 3 Mặt bằng tầng Hầm 03 5Hình 1 4 Mặt bằng tầng Hầm 02 5Hình 1 5 Mặt bằng tầng Hầm 01 6Hình 1 6 Mặt bằng tầng 01F 6Hình 1 7 Mặt bằng tầng 02F 7Hình 1 8 Mặt bằng tầng 03F 7Hình 1 9 Mặt bằng tầng 04F 8Hình 1 10 Mặt bằng các tầng điển hình 05 – 20F 8Hình 1 11 Mặt bằng tầng mái 9 Hình 2 1 Mô hình sàn tầng điển hình – SAFE 21Hình 2 2 Mô hình sàn tầng điển hình – View 3D – SAFE 21Hình 2 3 Load Patterms 22Hình 2 4 Load Cases 22Hình 2 5 Mô hình theo phương X (M11) 22Hình 2 6 Mô hình theo phương Y (M22) 23Hình 2 7 Chia dãy theo phương X 24Hình 2 8 Chia dãy theo phương Y 24Hình 2 9 Momen dãy Strip theo phương X 24Hình 2 10 Momen dãy Strip theo phương Y 25Hình 2 11 Độ võng dài hạn 30Hình 2 12 Bề rộng vết nứt giới hạn aarc1 của sàn 31Hình 2 13 Bề rộng vết nứt giới hạn aarc2 của sàn 31Hình 2 14 Hình ảnh minh họa cáp UST 33Hình 2 15 Mô hình sàn tầng điển hình – View 3D – SAFE 34Hình 2 16 Load Patterns 34Hình 2 17.Biểu đồ moment dải san ULT theo phương X 35Hình 2 18.Biểu đồ moment dải san ULT theo phương Y 35Hình 2 19 Hình dạng cáp ULT trong sàn 36Hình 2 20 Độ lệch tâm tương đương của đường cáp ULT 36Hình 2 21 Hình minh họa tổng góc chuyển hướng của trục cốt thép 38Hình 2 22 Sơ đồ nén trước trong cốt thép trên tiết diện ngang của cấu kiện BTCT. 39Hình 2 23 Tải trọng cục bộ đặt trên toàn bộ bề rộng của cấu kiện 57 Hình 3 1 Mặt bằng cầu thang 59Hình 3 2 Sơ đồ tính cầu thang 61Hình 3 3 Kết quả moment cầu thang 61Hình 3 4 Kết quả moment dầm chiếu tới 62 ix

Hình 3 5 Kết quả lực cắt cực đại 63Hình 3 6 Khai báo co ngót từ biến của bê tông theo thời gian 63Hình 3 7 Độ võng dài hạn 64 Hình 4 1 Sơ đồ tính toán động lực tải gió tác dụng lên công trình 66Hình 4 2 Mô hình 3D Etabs17 67Hình 4 3 Công trình chuyển vị do Mode 1 70Hình 4 4 Chu kỳ modal 01 ở sàn tầng 20F (sàn tầng cao nhất của điển hình) 79Hình 4 5 Chuyển vị đỉnh xuất từ Etabs17 80Hình 4 6 Chuyển vị lệch tầng của công trình xuất từ Etabs 17 81Hình 4 7 Khung trục 3 (bên trái) và khung trục G (bên phải) 82Hình 4 8 Khai báo cốt thép C80x60 95Hình 4 9 Khai báo TCVN 5574:2012 trong thiết kế cốt thép khung 95Hình 4 10 Kết quả kiểm tra cốt thép C35-07F 96Hình 4 11 Biểu đồ tương tác C35-05F 97Hình 4 12 Vách đơn trục 3 97Hình 4 13 Nội lực trong vách 98Hình 4 14 Mặt cắt và mặt đứng của vách tính toán 98Hình 4 15 Dầm cao trục 3 107Hình 4 16 Ứng xử trong dầm cao 108 Hình 5 1 Mặt cắt hố khoan BH3 113Hình 5 2 Đoạn cọc mũi 117Hình 5 3 Đoạn cọc nối thêm 117Hình 5 4 Liên kết cọc ống vào đài cọc 117Hình 5 5 Chi tiết cọc ly tâm DUL D700 118Hình 5 6 Thông số cọc ly tâm ứng suất trước 122Hình 5 7 Sơ đồ kiểm tra cọc theo điều kiện vận chuyển 127Hình 5 8 Kết quả tính toán giá trị ma sát bên 128Hình 5 9 Ký hiệu minh họa trong tính toán k 135Hình 5 10 Độ cứng k cọc UST trong Safe 136Hình 5 11 Phản lực đầu cọc C28 trong Safe 137Hình 5 12 Sơ đồ khối xác định khối móng qui ước 138Hình 5 13 Tháp xuyên thủng trong đài móng M28 144Hình 5 14 Giá trị Strip moment theo phương X (bên trái) và phương Y (bên phải). 146Hình 5 15 Tháp xuyên thủng trong đài móng M41 152Hình 5 16 Giá trị Strip moment theo phương X (bên trái) và phương Y (bên phải). 153Hình 5 17 Tháp xuyên thủng trong đài móng M33 158Hình 5 18 Giá trị Strip moment theo phương X (bên trái) và phương Y (bên phải). 160Hình 5 19 Tháp xuyên thủng trong đài móng M34 166Hình 5 20 Giá trị Strip moment theo phương X (bên trái) và phương Y (bên phải). 168 ix

Hình 5 21 Tháp xuyên thủng trong đài móng M35 174Hình 5 22 Giá trị Strip moment theo phương X (bên trái) và phương Y (bên phải) 175Hình 5 23 Tháp xuyên thủng trong đài móng M36 182Hình 5 24 Giá trị Strip moment theo phương X (bên trái) và phương Y (bên phải). 183Hình 5 25 Tháp xuyên thủng đài móng lõi thang 191Hình 5 26 Moment theo phương X 192Hình 5 27 Moment theo phương Y 192Hình 5 28 Độ cứng cọc trong Safe2016 206Hình 5 29 Phản lực đầu cọc trong Safe 2016 206Hình 5 30 Sơ đồ khối xác định khối móng qui ước 207Hình 5 31 Sơ đồ hình thành tháp chọc thủng M28 211Hình 5 32 Sơ đồ hình thành tháp chọc thủng M41 218Hình 5 33 Sơ đồ hình thành tháp chọc thủng M33 224Hình 5 34 Sơ đồ hình thành tháp chọc thủng M34 230Hình 5 35 Sơ đồ hình thành tháp chọc thủng M35 237Hình 5 36 Sơ đồ hình thành tháp chọc thủng M36 243Hình 5 37 Moment theo phương X 250Hình 5 38 Moment theo phương Y 251 Hình PL 1 Tĩnh tải sàn điển hình 267Hình PL 2 Tĩnh tải sàn tầng 04F 267Hình PL 3 Tĩnh tải sàn tầng 03F 268Hình PL 4 Tĩnh tải sàn tầng 02F 268Hình PL 5 Tĩnh tải sàn tầng 01F 269Hình PL 6 Tĩnh tải tầng 01B, 02B & 03B 269Hình PL 7 Tĩnh tải tường và kính cường lực bao che 270Hình PL 8 Gán gió tĩnh theo phương X (Fx) 271Hình PL 9 Gán gió tĩnh theo phương Y (Fy) 271Hình PL 10 Gán gió động theo phương Y (F1Y) 272Hình PL 11 Phổ đàn hồi và phổ thiết kế theo phương ngang 272Hình PL 12 Thêm biểu đồ của phương đứng và phương ngang 273Hình PL 13 Khai báo Load Case cho động đất 273

CHƯƠNG 1 TỔNG QUAN KIẾN TRÚC VÀ KẾT CẤU

1.1.1 Mục đích xây dựng công trình

Một đất nước muốn phát triển một cách mạnh mẽ trong tất cả các lĩnh vực kinh tế xã hội, trước hết cần phải có một cơ sở hạ tầng vững chắc, tạo điều kiện tốt và thuận lợi nhất cho nhu cầu sinh sống và làm việc của người dân Đối với nước ta, là một nước đang từng bước phát triển và ngày càng khẳng định vị thế trong khu vực và cả quốc tế Để làm tốt mục tiêu đó, điều đầu tiên chúng ta cần phải ngày càng cải thiện nhu cầu an sinh xã hội và không gian cũng như là điều kiện làm việc cho người dân Mà trong đó nhu cầu về nơi làm việc là một trong những nhu cầu cấp thiết hàng đầu

Trước thực trạng dân số phát triển nhanh nên nhu cầu mua đất xây dựng nhà ngày càng nhiều trong khi đó quỹ đất của Thành phố thì có hạn, chính vì vậy mà giá đất ngày càng leo thang khiến cho nhiều người dân cũng như chủ các doanh nghiệp không đủ khả năng mua đất xây dựng cho từng mục đích Để giải quyết vấn đề cấp thiết này thì giải pháp xây dựng các tòa nhà với đầy đủ chức năng: vui chơi giải trí, văn phòng,… cần được phát triển và quy hoạch hợp lý nhất

Bên cạnh đó, cùng với sự đi lên của nền kinh tế của Thành phố và tình hình đầu tư của nước ngoài vào thị trường ngày càng rộng mở, đã mở ra một triển vọng thật nhiều hứa hẹn đối với việc đầu tư xây dựng các cao ốc dùng làm văn phòng làm việc, các khách sạn cao tầng,… với chất lượng cao nhằm đáp ứng nhu cầu sinh hoạt ngày càng cao của mọi người dân

Có thể nói sự xuất hiện ngày càng nhiều các cao ốc trong Thành phố không những đáp ứng được nhu cầu cấp bách về cơ sở hạ tầng mà còn góp phần tích cực vào việc tạo nên một bộ mặt mới cho Thành phố, đồng thời cũng là cơ hội tạo nên nhiều việc làm cho người dân

Hơn nữa, đối với ngành xây dựng nói riêng, sự xuất hiện của các nhà cao tầng cũng đã góp phần tích cực vào việc phát triển ngành xây dựng thông qua việc tiếp thu và áp dụng các kỹ thuật hiện đại, công nghệ mới trong tính toán, thi công và xử lý thực tế, các phương pháp thi công hiện đại của nước ngoài… Chính vì thế, công trình Cao ốc văn phòng Tây Nam được thiết kế và xây dựng nhằm góp phần giải quyết các mục tiêu trên Đây là một tòa nhà cao tầng hiện đại, đầy đủ tiện nghi, cảnh quan đẹp… thích hợp cho giải trí và làm việc, một cao ốc cao tầng được thiết kế và thi công xây dựng với chất lượng cao, đầy đủ tiện nghi để phục vụ cho nhu cầu làm việc của mọi người

1.1.2 Vị trí và đặc điểm công trình

1.1.2.1 Vị trí công trình Địa chỉ: 253 Hoàng Văn Thụ, Phường 02, Quận Tân Bình, Thành phố Hồ Chí Minh

Trung tâm thương mại và văn phòng Tây Nam được xây dựng trên khu đất rộng 2915.8 m 2 với tổng kinh phí đầu tư trên 200 tỷ đồng, 3 tầng hầm để xe,

20 tầng nổi, tổng diện tích xây dựng 2704.5 m 2 , được đưa vào khai thác giữa năm 2017 CAO ỐC VĂN PHÒNG TÂY NAM tạo nên một dấu ấn với cách thiết kế mới, hiện đại, tại khu vực thuê có tầm nhìn ra các hướng với nhiều cây xanh, vị trí đắc địa quận Tân Bình, đối diện công viên Hoàng Văn Thụ

Hình 1 1 Vị trí công trình trên Google Maps

Cao ốc Tây Nam được trang bị các thiết bị hiện đại:

- Hội trường (từ 39 – 136 chỗ ngồi)

- Café và quán ăn tầng thượng

Cao ốc Tây Nam dễ dàng di chuyển tới các vị trí:

- 2 phút tới sân vận động quân khu 7

- Đối diện công viên Hoàng Văn Thụ, gần công viên Gia Định

- 3 phút tới Nhà hát Quân Đội

- 7 phút tới trung tâm thương mại Parkson

- 7 phút tới sân bay Tân Sơn Nhất

Thành phố Hồ Chí Minh nằm trong vùng nhiệt đới gió mùa cận xích đạo Cũng như các tỉnh ở Nam bộ, đặc điểm chung của khí hậu – thời tiết TP.HCM là nhiệt độ cao đều trong năm và có hai mùa mưa – khô rõ ràng làm tác động chi phối môi trường cảnh quan sâu sắc Mùa mưa từ tháng 5 đến tháng 11, mùa khô từ tháng 12 đến tháng 4 năm sau Theo tài liệu quan trắc nhiều năm của trạm Tân Sơn Nhất, qua các yếu tố khí tượng chủ yếu; cho thấy những đặc trưng khí hậu Thành Phố Hồ Chí Minh như sau:

- Lượng bức xạ dồi dào, trung bình khoảng 140 Kcal/cm 2 /năm Số giờ nắng trung bình/tháng 160 – 270 giờ Nhiệt độ không khí trung bình 27 0 C

- Lượng mưa cao, bình quân/năm 1949 mm

- Ðộ ẩm tương đối của không khí bình quân/năm 79.5%

- Về gió, Thành phố Hồ Chí Minh chịu ảnh hưởng bởi hai hướng gió chính và chủ yếu là gió mùa Tây – Tây Nam và Bắc – Ðông Bắc Gió Tây – Tây Nam từ Ấn Ðộ Dương thổi vào trong mùa mưa, khoảng từ tháng 6 đến tháng 10, tốc độ trung bình 3.6m/s và gió thổi mạnh nhất vào tháng 8, tốc độ trung bình 4.5 m/s Gió Bắc – Ðông Bắc từ biển Đông thổi vào trong mùa khô, khoảng từ tháng 11 đến tháng 2, tốc độ trung bình 2.4 m/s Ngoài ra có gió tín phong, hướng Nam – Ðông Nam, khoảng từ tháng 3 đến tháng 5 tốc độ trung bình 3.7 m/s Về cơ bản TPHCM thuộc vùng không có gió bão Năm 1997, do biến động bởi hiện tượng El-Nino gây nên cơn bão số 5, chỉ một phần huyện Cần Giờ bị ảnh hưởng ở mức độ nhẹ

Theo Thông tư số 03/2016/TT-BXD ngày 10 tháng 03 năm 2016 của Bộ Xây Dựng – Cao ốc văn phòng Tây Nam thuộc công trình dân dụng cấp II: có tổng diện tích sàn từ 10.000m2 đến dưới 15.000m2 hay có chiều cao từ 20 đến 29 tầng

Hình 1 2 Mặt đứng công trình

Công trình có 3 tầng hầm

Công trình có: 20 tầng và 1 tầng mái

Hình 1 10 Mặt bằng các tầng điển hình 05 – 20F

Hình 1 11 Mặt bằng tầng mái

Bảng 1 1 Cao độ công trình

Chiều cao tầng (m) Cao độ (m) Chiều cao tầng (m) Cao độ (m)

- Chiều cao công trình là 76.00m (tính từ cao độ 0.000m, chưa kể tầng hầm)

- Diện tích xây dựng của công trình là 52.98 27.7 1467.55( = m 2 )

Tầng hầm (03B – 01B): Bố trí nhà xe

Tầng 01F đến tầng 04F: Khu trưng bày, hội trường, café, ngân hàng

Tầng 05F đến tầng 20F: Văn phòng

Tầng mái: Café sân thượng, quầy bar rooftop

1.2 CÁC GIẢI PHÁP KIẾN TRÚC CỦA CÔNG TRÌNH

Mặt bằng có dạng tứ giác không đều với diện tích của toàn bộ khu đất xấp xỉ

1500 m2 Tầng hầm nằm ở cốt cao độ -10.800m, được bố trí 5 ram dốc từ mặt đất đến tầng 03Base

Công năng công trình chính là cho thuê căn hộ nên tầng hầm diện tích phần lớn dùng cho việc để xe đi lại, bố trí các hộp gain hợp lý và tạo không gian thoáng nhất có thể cho tầng hầm Hệ thống cầu thang bộ và thang máy bố trí ngay vị trí vào tầng hầm làm cho người sử dụng có thể nhìn thấy ngay lúc vào phục vụ việc đi lại Đồng thời việc bố trí hệ thống PCCC cũng dễ dàng nhìn thấy

Tầng 01F, 04F và mái là những tầng dịch vụ, được trang trí đẹp mắt với việc: cột ốp inox, quầy tiếp tân với background là hoa, cửa hàng và các công năng dịch vụ tiện ích đi kèm tạo khu sinh hoạt chung cho toàn cao ốc

Tầng 05F đến 20F là khu cho thuê văn phòng nên ta sẽ có gắng tạo không gian thoáng nhất có thể cho nhu cầu sử dụng

Tiêu đề	Cao Ốc Văn Phòng Tây Nam
Tác giả	Trần Huỳnh Tất Thắng
Người hướng dẫn	TS. Châu Đình Thành
Trường học	Trường Đại Học Sư Phạm Kỹ Thuật Thành Phố Hồ Chí Minh
Chuyên ngành	Công Nghệ Kỹ Thuật Công Trình Xây Dựng
Thể loại	Đồ Án Tốt Nghiệp
Năm xuất bản	2019
Thành phố	Tp. Hồ Chí Minh

Định dạng
Số trang	298
Dung lượng	19,53 MB

Cao ốc văn phòng Tây Nam

TỔNG QUAN KIẾN TRÚC VÀ KẾT CẤU

GIỚI THIỆU CÔNG TRÌNH

CÁC GIẢI PHÁP KIẾN TRÚC CỦA CÔNG TRÌNH

GIẢI PHÁP KỸ THUẬT KHÁC

LỰA CHỌN GIẢI PHÁP KẾT CẤU

TÍNH TOÁN – THIẾT KẾ SÀN ĐIỂN HÌNH

CÁC PHƯƠNG ÁN SÀN

TÍNH SÀN ĐIỂN HÌNH (SÀN PHẲNG BÊ TÔNG CỐT THÉP)

TÍNH TOÁN SÀN ĐIỂN HÌNH (SÀN BÊ TÔNG CỐT THÉP DỰ ỨNG LỰC TRƯỚC)

TÍNH TOÁN – THIẾT KẾ CẦU THANG

CẤU TẠO CẦU THANG TẦNG ĐIỂN HÌNH

KÍCH THƯỚC SƠ BỘ CẦU THANG

TẢI TRỌNG

TÍNH TOÁN – THIẾT KẾ CẦU THANG

TÍNH TOÁN CỐT THÉP DẦM THANG (DẦM CHIẾU TỚI)

TÍNH TOÁN THÉP ĐAI CHO DẦM THANG (DẦM CHIẾU TỚI)

TÍNH TOÁN – THIẾT KẾ HỆ KHUNG

TẢI TRỌNG

KHAI BÁO CÁC TRƯỜNG HỢP TẢI TRỌNG VÀ TỔ HỢP TẢI TRỌNG

TIẾT DIỆN HỆ KHUNG

KIỂM TRA ỔN ĐỊNH TỔNG THỂ CÔNG TRÌNH

TÍNH TOÁN – THIẾT KẾ CỘT

TÍNH TOÁN – THIẾT KẾ VÁCH ĐƠN

TÍNH TOÁN – THIẾT KẾ DẦM CAO (DEEP BEAM)

TÍNH TOÁN – THIẾT KẾ MÓNG

GIỚI THIỆU CHUNG

ĐIỀU KIỆN ĐỊA CHẤT CÔNG TRÌNH

LỰA CHỌN GIẢI PHÁP MÓNG CHO CÔNG TRÌNH

CƠ SỞ TÍNH TOÁN

CẤU TẠO CỌC VÀ ĐÀI CỌC

XÁC ĐỊNH SỨC CHỊU TẢI CỦA CỌC CHO MÓNG CỘT

XÁC ĐỊNH SỨC CHỊU TẢI CỦA CỌC CHO MÓNG LÕI CỨNG

TÍNH TOÁN MÓNG M28

TÍNH TOÁN MÓNG M41

TÍNH TOÁN MÓNG M33

TÍNH TOÁN MÓNG M34

TÍNH TOÁN MÓNG M35

TÍNH TOÁN MÓNG M36

TÍNH TOÁN MÓNG LÕI CỨNG

BẢNG TỔNG HỢP THÉP CHO MÓNG CỌC ÉP BÊ TÔNG LY TÂM DỰ ỨNG LỰC TRỤC G3

CƠ SỞ TÍNH TOÁN

CẤU TẠO CỌC VÀ ĐÀI CỌC

XÁC ĐỊNH SỨC CHỊU TẢI CỦA CỌC

TÍNH TOÁN MÓNG M28

TÍNH TOÁN MÓNG M41

TÍNH TOÁN MÓNG M33

TÍNH TOÁN MÓNG M34

TÍNH TOÁN MÓNG M35

TÍNH TOÁN MÓNG M36

TÍNH TOÁN MÓNG LÕI CỨNG

BẢNG TỔNG HỢP THÉP CHO MÓNG CỌC KHOAN NHỒI TRỤC G3

THIẾT KẾ GIẾNG BƠM HẠ MỰC NƯỚC NGẦM Ở HỐ MÓNG