Thiết kế chung cư An Dương Vương: Đồ án tốt nghiệp ngành Công nghệ kỹ thuật công trình xây dựng

KIẾN TRÚC

TỔNG QUAN VỀ KIẾN TRÚC

 Công trình chung cư 17 tầng và 1 tầng hầm giả thiết được xây dựng ở Tp.HCM

 Chức năng sử dụng của công trình là cho thuê hoặc bán cho người có nhu cầu về nhà ở, tầng hầm dùng để làm nơi chứa xe

 Tổng chiều cao công trình là 60.5 m với tầng hầm có chiều cao là 3m, các tầng thương mại cao 5m, các tầng điển hình cao 3.6 m, tầng mái cao 3.6 m

 Khu vực xây dựng giả thiết ở xa trung tâm thành phố, do đó diện tích mặt bằng xây dựng tương đối rộng Để tăng tính thẩm mỹ cho công trình, ta có thể trang trí tiểu cảnh, trồng hoa xung quanh Mặt đứng chính của công trình quay về phía tây

 Kích thước mặt bằng sử dụng là hình vuông (29m × 49m), công trình được xây dựng ở khu vực đất nền tương đối tốt.

PHÂN KHU CHỨC NĂNG

 Tầng hầm với chức năng chính là nơi để xe, đặt máy bơm nước, máy phát điện Ngoài ra còn bố trí một số kho phụ, phòng bảo vệ, phòng kỹ thuật điện, nước, chữa cháy … Hệ thống hồ chứa nước được đặt ở góc của tầng hầm

 Tầng trệt được chia ra nhiều khu vực: Đại sảnh, phòng sinh hoạt chung của các hộ, nơi làm việc của ban quản lý chung cư, các của hàng, siêu thị, văn phòng nhỏ Chiều cao tầng là 5m

 Các tầng trên được sử dụng làm phòng ở, căn hộ cho thuê Chiều cao tầng là 3,6m

 Mỗi căn hộ có 2 phòng ngủ, 1 nhà bếp, 2 nhà vệ sinh, 1 phòng khách

 Công trình có 3 thang máy và 2 thang bộ

Hình 1.1: Mặt đứng chính công trình

CÁC GIẢI PHÁP KĨ THUẬT CHUNG

 Hệ thống điện: hệ thống đường dây điện được bố trí ngầm trong tường và sàn, lắp đặt hệ thống phát điện riêng phục vụ cho công trình khi cần thiết

 Hệ thống cấp nước: nguồn nước được lấy từ hệ thống cấp nước của thành phố kết hợp với nguồn nước ngầm do khoan giếng dẫn vào hồ chứa ở tầng hầm và được bơm lên hồ nước mái Từ đó nước được dẫn đến mọi nơi trong công trình

 Hệ thống thoát nước: nước thải sinh hoạt được thu từ các ống nhánh, sau đó tập trung tại các ống thu nước chính bố trí thông tầng Nước được tập trung ở tầng hầm, được xử lý và đưa vào hệ thống thoát nước chung của thành phố

 Hệ thống thoát rác: ống thu rác sẽ thông suốt các tầng, rác được tập trung tại ngăn chứa ở tầng hầm, sau đó có xe đến vận chuyển đi

 Hệ thống thông thoáng, chiếu sáng: các phòng đều đảm bảo thông thoáng tự nhiên bằng các cửa sổ, cửa kiếng được bố trí ở hầu hết các phòng Các phòng đều được chiếu sáng tự nhiên kết hợp với chiếu sáng nhân tạo

 Hệ thống phòng cháy, chữa cháy: tại mỗi tầng đều được trang bị thiết bị cứu hoả đặt ở hành lang

 Giải pháp giao thông trong công trình: hệ thống giao thông thẳng đứng gồm có ba thang máy và hai thang bộ Hệ thống giao thông ngang gồm các hành lang giúp cho mọi nơi trong công trình đều có thể đến một cách thuận lợi, đáp ứng nhu cầu của mọi người

TAÀNG 2 TAÀNG 3 TAÀNG 4 TAÀNG 5 TAÀNG 6 TAÀNG 7 TAÀNG 8 TAÀNG 9

Hình 1.2: Mặt cắt đứng công trình (B - B)

NGUYÊN TẮC TÍNH TOÁN KẾT CẤU BÊ TÔNG CỐT THÉP

Dạng kết cấu dầm, cột, khung, dàn, vòm

Chiều dài nhịp, chiều cao tầng

Sơ bộ chọn kích thước tiết diện cấu kiện

1.4.2 Xác định tải trọng tác dụng:

Căn cứ vào qui phạm hướng dẫn về tải trọng tác động xác định tải tác dụng vào cấu kiện Xác định tất cả các tải trọng và tác động tác dụng lên kết cấu

1.4.3 Xác định nội lực: Đặt tất cả các trường hợp tải tác dụng có thể xảy ra tác dụng vào cấu kiện

Xác định nội lực do từng trường hợp đặt tải gây ra

Tìm giá trị nội lực nguy hiểm nhất có thể xảy ra bằng cách thiết lập các sơ đồ đặt tải và giải nội lực do các sơ đồ này gây ra

Một sơ đồ tĩnh tải

Các sơ đồ hoạt tải nguy hiểm có thể xảy ra

Tại mỗi tiết diện tính tìm giá trị nội lực bất lợi nhất do tĩnh tải và một hay vài hoạt tải :

Trong đó: T - giá trị nội lực của tổ hợp

T0 - giá trị đặt nội lực từ sơ đồ đặt tĩnh tải

Ti - giá trị nội lực từ sơ đồ đặt hoạt tải thứ i

 - một trường hợp hay các trường hợp hoạt tải nguy hiểm (tuỳ loại tổ hợp tải trọng thiết lập)

1.4.5 Tính toán kết cấu bê tông cốt thép theo TTGH I và TTGH II:

Tính toán theo trạng thái giới hạn I: sau khi đã xác định được các nội lực tính toán M, N,

Q tại các tiết diện cấu kiện, tiến hành tính khả năng chịu lực của các tiết diện thẳng góc với trục cũng như các tiết diện nghiêng Việc tính toán theo một trong hai dạng sau:

- Kiểm tra khả năng chịu lực: Tiết diện cấu kiện, tiết diện cốt thép là có sẵn cần xác định khả năng chịu lực của tiết diện

- Tính cốt thép: xác định tiết diện cấu kiện, diện tích cốt thép cần thiết sao cho cấu kiện đảm bảo khả năng chịu lực

- Tính toán kiểm tra theo trạng thái giới hạn II: kiểm tra độ võng và vết nứt.

NGUYÊN TẮC TÍNH TOÁN TẢI TRỌNG TÁC DỤNG

+ Trọng lượng bản thân: chọn sơ bộ tiết diện của cấu kiện từ đó tính ra trọng lương bản thân

+ Trọng lương lớp hoàn thiện: căn cứ vào yêu cầu cấu tạo tính ra trọng lượng lớp hoàn thiện

+ Đối với dầm còn có tính đến trọng lượng tường xây trên dầm (nếu có)

Hoạt tải: căn cứ vào yêu cầu của từng loại cấu kiện, yêu cầu sử dụng mà qui phạm qui định từng giá trị hoạt tải cụ thể

Tải từ sàn truyền vào khung dưới dạng tải hình thang và hình tam giác

Tải do dầm phụ truyền vào dầm chính của khung dưới dạng tải tập trung (phản lực tập trung và mômen tập trung)

Tải từ dầm chính truyền vào cột Sau cùng tải trọng từ cột truyền xuống móng.

CƠ SỞ TÍNH TOÁN

Công việc thiết kế được tuân theo các quy phạm, các tiêu chuẩn thiết kế do nhà nước Việt Nam quy định đối với nghành xây dựng

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

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

TCVN 5574-2012 : Tiêu chuẩn thiết kế bêtông cốt thép

TCVN 198-1997 : Nhà cao tầng – Thiết kế bêtông cốt thép toàn khối

TCVN 195-1997 : Nhà cao tầng – Thiết kế cọc khoan nhồi

TCVN 10304-2104 : Móng cọc – Tiêu chuẩn thiết kế

TCVN 9395:2012 : Cọc khoan nhồi – Thi công và nghiệm thu

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

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

Bên cạnh các tài liệu trong nước, để giúp cho quá trình tính toán được thuận lợi, đa dạng về nội dung tính toán, đặc biệt những cấu kiện (phạm vi tính toán) chưa được tiêu chuẩn thiết kế trong nước qui định như: Thiết kế các vách cứng, lõi cứng… nên trong quá trình tính toán có tham khảo các tiêu chuẩn nước ngoài như :UBC 97, ACI 99, ACI 318_2002 Ngoài các tiêu chuẩn quy phạm trên còn sử dụng một số sách, tài liệu chuyên ngành của nhiều tác giả khác nhau (Trình bày trong phần tài liệu tham khảo).

THIẾT KẾ KẾT CẤU SÀN DẦM

MẶT BẰNG SÀN

SƠ BỘ TIẾT DIỆN

Do sàn có các vách cứng nên các giả thiết tính toán của dải sàn qua vách là không hợp lý

Do đó ta sử dụng phần tử hữu hạn để xác định nội lực của sàn Ở đây sử dụng phần mền SAFE để xác định nội lực của sàn

Chiều dày sàn được chọn dựa phụ thuộc vào nhịp và tải trọng tác dụng, có thể sơ bộ xác định chiều dày sàn theo công thức sơ bộ sau: s 1 h Dl

 m (mm) Trong đó: D 0.8 1.4  phụ thuộc vào tải trọng m30 35 sàn 1 phương (l 2 2l 1 ) m40 50 sàn 2 phương (l 2 2l 1 ) m 10 15  bản côngxôn l 1 : Nhịp theo phương cạnh ngắn

Do hệ lưới cột lớn (8x7.5)m nên ta bố trí hệ thống dầm phụ chia nhỏ các ô bản

Dùng ô sàn có cạnh ngắn lớn nhất:

Chiều dày sàn chọn sơ bộ h = s L = 7500 0÷187.5(mm)

 Chọn chiều dày sàn tất cả các tầng hs = 150 mm (riêng sàn tầng hầm chọn 300mm) Tiết diện cột chọn sơ bộ b×h@0×700mm

Chiều cao dầm chính: dc  

Bề rộng dầm chính: dc  

Các dầm chính có nhịp L= 8; 7,5; 7 (m) chọn dầm có tiết diện:b×h@0×600mm, riêng dầm biên và dầm trục 4; 5 thì chọn dầm b×h00×600mm

Vì trong phần mềm Safe tự tính trọng lượng bản thân sàn

Bê tông cấp độ bền B25, hệ số điều kiện làm việc γbt=1

Thép sử dụng nhóm thép AII

Xây dựng mô hình trong phần mềm SAFE v12 với các thông số về tiết diện và tải trọng như trên Sau khi xây dựng xong và cho chương trình chạy phân tích và xuất kết quả nội lực lớn nhất tại từng vị trí.

TẢI TRỌNG

2.3.1 Các lớp cấu tạo sàn:

Bảng 2.1: Các lớp cấu tạo sàn phòng họp, siêu thị, căn hộ, hành lang, ban công sàn dầm

Stt Vật liệu Chiều dày γ Tiêu chuẩn

Hệ số vượt tải Tĩnh tải g tt

Bảng 2.2: Các lớp cấu tạo sàn vệ sinh sàn dầm

2 Lớp vữa lót, tạo dốc 0.05 18 0.9 1.3 1.17

Bảng 2.3: Các lớp sàn mái sân thượng sàn dầm

2.3.2 Tải trọng thường xuyên do tường xây:

Bảng 2.4: Quy đổi tải tường tầng điển hình

Tĩnh tải tác dụng lên sàn gồm trọng lượng bản thân sàn, các lớp hoàn thiện và tường xây Các tải trọng này phân bố đều trên sàn trừ trọng lượng bản thân tường xây trên dầm Công thức quy đổi tải tường: g tt t  n .H t t t kN/ m 2 

Trong đó: n: hệ số vượt tải

 t : trọng lượng riêng của tường xây, kN/m 3

Trọng lượng tường ngăn được qui đổi thành tải trọng phân bố đều trên sàn (cách tính này mang tính chất gần đúng) được tính theo công thức sau: tc tt t t t t n l h g q A

Trong đó: n: Hệ số vượt tải l t : Chiều dài tường h t : Chiều cao tường g : Trọng lượng đơn vị tiêu chuẩn của tường tc t

Với: tường 10 gạch đặc: g tc t 18 kN / m 3  tường 20 gạch có lỗ: g tc t  15 kN / m  3 

Bảng 2.5: Tải tường phân bố đều trên sàn tầng điển hình Ô sàn trục L100 g tt 100 L200 g tt 200 L1xL2 q tt

Tải trọng tạm thời phân bố lên sàn và cầu thang lấy theo bảng 3 TCVN2737-1995[1]: Giá trị tải trọng xem trong bảng 1.2

Bảng 2.6: Hoạt tải sàn dầm

Chức năng sử dụng sàn

Giá trị tiêu chuẩn (kN/m 2 ) Hệ số vượt tải n

Hoạt tải tính toán (kN/m 2 )

11 Mái bằng có sử dụng 0.5 1 1.5 1.3 1.95

TÍNH TOÁN VÀ BỐ TRÍ CỐT THÉP CHO SÀN TẦNG ĐIỂN HÌNH

 Để phản ánh ứng xử của sàn ta sử dụng phần mềm SAFE để phân tích xuất nội lực, kiểm tra chuyển vị và tính toán bố trí cốt thép cho sàn

Hình 2.2: Mô hình sàn bằng SAFE sàn dầm

 Phân tích mô hình ta được kết quả nội lực

Hình 2.4: Moment trip theo phương Y sàn dầm

 Kiểm tra độ võng đàn hồi của sàn:

Giá trị chuyển vị lớn nhất fsàn = 0.6031 cm Độ võng giới hạn:

Khi nhịp sàn có sườn nằm trong khoảng 5m  L  10m thì [f] = 2.5 cm (Theo TCVN

5574 : 2012 - Kết cấu bê tông và bê tông cốt thép)

Giá trị độ võng của sàn thỏa mãn giới hạn cho phép

Tuy nhiên đây chỉ là độ võng đàn hồi (chưa xét đến từ biến, co ngót, sự hình thành vết nứt của bê tông, tác dụng ngắn hạn, dài hạn của tải trọng) Do đó khi xét đến các yếu tố này, độ võng sẽ lớn hơn

Hình 2.5: Độ võng sàn xuất từ SAFE sàn dầm

 Kiểm tra độ võng sàn bằng phần mềm Safe theo TTGH II

Sự xuất hiện của vết nứt trong bê tông khi chịu lực, dẫn tới giảm độ cứng tiết diện và làm tăng độ võng

Sự làm việc dài hạn của kết cấu BTCT, cần xét tới các yếu tố từ 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 tính như sau:

1 2 3 f   f f f Trong đó: f 1 : độ võng do tác dụng ngắn hạn của toàn bộ tải trọng f 2 : độ võng do tác dụng ngắn hạn của tải trọng dài hạn f 3 : độ võng do tác dụng dài hạn của tải trọng dài hạn

Với kết cấu sàn làm việc theo hai phương, việc tính võng chỉ tiện trong thực hành khi dùng phương pháp PTHH có kể đến các yếu tố trên khi tính biến dạng Dùng chương trình SAFE 12.3 để tính toán độ võng trong thiết kế công trình là phù hợp với sự làm việc thực tế của công trình

Kết quả tính toán độ võng bằng phần mềm Safe v12.3

Hình 2.6: Độ võng toàn phần f sàn dầm

MẶT BẰNG DẦM SÀN TẦNG ĐIỂN HÌNH TL.1/100

 Tính toán và bố trí cốt thép:

 Cốt thép: AII → Rs = 280 Mpa

Chọn ô bản S1 để tính đại diện Đối với mô men ở nhịp: M1 = 25.0238 (kN.m) tính trên toàn bề rộng dãy strip 3.5m

Ta quy đổi momen M1 = 25.0503/3.5 = 7.15 (kN.m) về bề rộng dãy strip 1m

Ta có hs = 150(mm) ; a = 20 (mm)  ho = hs – a = 150 - 20 = 130 (mm) αm = 2 b o

= 199.271 (mm 2 ) Để tránh phá hoại giòn nên phải bảo đảm  = s o

100A bh  min Thường lấy min = 0,1% Hợp lý nhất khi  = 0.3%  0.9% đối với sàn

Chọn ỉ8a200 cú As = 251 (mm 2 ) s R b b min max

Các giá trị mô men còn lại tính toán tương tự Kết quả cho trong bảng:

Bảng 2.7: Bảng tính cốt thép sàn tầng điển hình sàn dầm

THIẾT KẾ SÀN PHẲNG

MẶT BẰNG SÀN

SƠ BỘ TIẾT DIỆN

Do sàn phẳng có các vách cứng nên các giả thiết tính toán của dải sàn qua vách là không hợp lý Do đó ta sử dụng phần tử hữu hạn để xác định nội lực của sàn phẳng Ở đây sử dụng phần mền SAFE để xác định nội lực của sàn phẳng

Chiều dày sàn được chọn dựa phụ thuộc vào nhịp và tải trọng tác dụng, có thể sơ bộ xác định chiều dày sàn theo công thức sơ bộ sau: s 1 h Dl

 m (mm) Trong đó: D 0.8 1.4  phụ thuộc vào tải trọng m30 35 sàn 1 phương (l 2 2l 1 ) m40 50 sàn 2 phương (l 2 2l 1 ) m 10 15  bản côngxôn l 1 : Nhịp theo phương cạnh ngắn

Do hệ lưới cột lớn (8x7.5)m nên ta bố trí hệ thống dầm phụ chia nhỏ các ô bản

Dùng ô sàn có cạnh ngắn lớn nhất:

Chiều dày sàn chọn sơ bộ h = s L = 7500 = 214.3 ÷ 250(mm)

 Chọn chiều dày sàn tất cả các tầng hs = 250 mm (riêng sàn tầng hầm chọn 300mm) Tiết diện cột chọn sơ bộ b×h@0×700mm

Chọn tiết diện sơ bộ dầm biên: b×h00×600mm

Các dầm còn lại nếu có: b×h@0×600mm

Vì trong phần mềm Safe tự tính trọng lượng bản thân sàn

Bê tông cấp độ bền B25, hệ số điều kiện làm việc γbt=1

Thép sử dụng nhóm thép AII

TẢI TRỌNG

3.3.1 Các lớp cấu tạo sàn:

Bảng 3.1: Các lớp cấu tạo sàn phòng họp, siêu thị, căn hộ, hành lang, ban công sàn phẳng

Bảng 3.2: Các lớp cấu tạo sàn vệ sinh sàn phẳng

Bảng 3.3: Các lớp sàn mái sân thượng sàn phẳng

3.3.2 Tải trọng thường xuyên do tường xây:

Công thức quy đổi tải tường: g tt t   n .H t t  t  kN/ m 2 

Trong đó: n: hệ số vượt tải

 t : trọng lượng riêng của tường xây, kN/m 3

Trọng lượng tường ngăn được gắn trực tiếp lên các dầm biên và đường NONE theo bản vẽ kiến trúc của sàn

Tải trọng tạm thời phân bố lên sàn và cầu thang lấy theo bảng 3 TCVN2737-1995[1]: Giá trị tải trọng xem trong bảng 1.2

Bảng 3.5: Hoạt tải sàn phẳng

Chức năng sử dụng sàn

Giá trị tiêu chuẩn (kN/m 2 ) Hệ số vượt tải n

Hoạt tải tính toán (kN/m 2 )

11 Mái bằng có sử dụng 0.5 1 1.5 1.3 1.95

TÍNH TOÁN VÀ BỐ TRÍ CỐT THÉP CHO SÀN TẦNG ĐIỂN HÌNH

 Để phản ánh ứng xử của sàn ta sử dụng phần mềm SAFE để tính toán Chia sàn thành nhiều dải theo phương X và phương Y, phân tích lấy nội lực sàn theo dải

 Các bước tính toán sàn trong SAFE:

 Mô hình sàn bằng phần mềm SAFE

Hình 3.8: Mô hình sàn bằng SAFE sàn phẳng

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

Hình 3.9: Chia dải sàn theo phương X sàn phẳng

Hình 3.10: Chia sải sàn theo phương Y sàn phẳng

 Phân tích mô hình ta được kết quả nội lực

Hình 3.11: Moment trip theo phương X sàn phẳng

Hình 3.12: Moment trip theo phương Y sàn phẳng

 Kiểm tra độ võng đàn hồi của sàn:

Giá trị chuyển vị lớn nhất fsàn = 0.6161 cm Độ võng giới hạn:

Khi nhịp sàn phẳng nằm trong khoảng 6 m  L  7.5 m thì [f] = 30 mm.(Theo TCVN

5574 : 2012 - Kết cấu bê tông và bê tông cốt thép)

Tuy nhiên đây chỉ là độ võng đàn hồi (chưa xét đến từ biến, co ngót, sự hình thành vết nứt của bê tông, tác dụng ngắn hạn, dài hạn của tải trọng) Do đó khi xét đến các yếu tố này, độ võng sẽ lớn hơn

Hình 3.13: Độ võng sàn xuất từ SAFE sàn phẳng

 Kiểm tra độ võng sàn bằng phần mềm Safe theo TTGH II

Sự xuất hiện của vết nứt trong bê tông khi chịu lực, dẫn tới giảm độ cứng tiết diện và làm tăng độ võng

Sự làm việc dài hạn của kết cấu BTCT, cần xét tới các yếu tố từ 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 tính như sau:

1 2 3 f   f f f Trong đó: f : độ võng do tác dụng ngắn hạn của toàn bộ tải trọng 1 f 2 : độ võng do tác dụng ngắn hạn của tải trọng dài hạn f 3 : độ võng do tác dụng dài hạn của tải trọng dài hạn

Với kết cấu sàn làm việc theo hai phương, việc tính võng chỉ tiện trong thực hành khi dùng phương pháp PTHH có kể đến các yếu tố trên khi tính biến dạng Dùng chương trình SAFE 12.3 để tính toán độ võng trong thiết kế công trình là phù hợp với sự làm việc thực tế của công trình

Kết quả tính toán độ võng bằng phần mềm Safe v12.3:

Hình 3.14: Độ võng toàn phần f sàn phẳng

 Tính toán và bố trí cốt thép:

 Cốt thép: AIII → Rs = 365 Mpa

 Chọn ô bản S 1 để tính đại diện Đối với mô men ở nhịp: M1 = 125.223 (kN.m) tính trên toàn bề rộng dãy strip 3.5m

Ta quy đổi momen M1 = 125.157/3.5 = 35.76 (kN.m) về bề rộng dãy strip 1m

Ta có hs = 250(mm) ; a = 25 (mm)  ho = hs – a = 250 - 25 = 225 (mm) αm = 2 b o

= 581.42 (mm 2 ) Để tránh phá hoại giòn nên phải bảo đảm  = s o

100A bh  min Thường lấy min = 0,1% Hợp lý nhất khi  = 0.3%  0.9% đối với sàn

Các giá trị mô men còn lại tính toán tương tự Kết quả cho trong bảng:

 Kết quả tính toán thép dải phương X:

Bảng 3.6: Bảng tính cốt thép sàn theo phương X sàn phẳng Strip

 Kết quả tính toán thép dải phương Y:

Bảng 3.7: Bảng tính cốt thép sàn theo phương Y sàn phẳng Strip

3.5 KIỂM TRA CHỌC THỦNG SÀN

 Kiểm tra chọc thủng sàn phẳng theo mục 6.2.5.4 TCVN 5574-2012

 Công thức kiểm tra FR u h bt m 0

 = 1: hệ số lấy đối với bê tông nặng

Fcx = R u h bt m 0 P: Tổng lực truyền vào cột (vách) đang xét theo diện truyền tải q: Lực phân bố đều trên ô sàn

A c : Diện tích đáy lớn tháp xuyên thủng

R b : Cường độ chịu kéo của bê tông

U m : Giá trị trung bình của chu vi hai đáy tháp xuyên thủng h o =0.225m: Chiều cao làm việc của tiết diện sàn

 Nhận xét thấy tại vị trí cột C14 là trường hợp nguy hiểm nhất Vì vậy chỉ kiểm tra xuyên thủng tại vị trí cột C14

 Để đảm bảo an toàn, tải trọng phân bố trên sàn được lấy với hoạt tải lớn nhất và tĩnh tải lớn nhất, tải tường coi như phân bố đều trên sàn

 Tĩnh tải tác dụng lên sàn: q 2  8.837  kN m / 2 

 Hoạt tải tác dụng lên sàn: q 3 1.2 3 3.6 (  kN/ m ) 2

 Tổng tải tác dụng lên sàn:q tt 4.4 8.837 3.6 16.837(   kN m/ 2 )

- Diện tích đáy lớn tháp xuyên thủng:

Ac= (bv+2ho)(tv+2ho) = (0.7+2×0.225)(0.5+2×0.225) = 1.1 m 2 Lực xuyên thủng F = P–Ac×16.837 = 687.726–1.1×16.837 = 669.21 (kN) m

- Fcx = α × Rbt × Um × h0 = 1 × 1.05 x 10 3 × 3.3 × 0.225 = 779.63 (kN) Vậy F = 669.21 < Fcx = 779.63 (kN)

 Chiều dày sàn thỏa điều kiện xuyên thủng.

TÍNH TOÁN - THIẾT KẾ CẦU THANG

CẤU TẠO CẦU THANG

 Cầu thang tầng điển hình của công trình này là cầu thang dạng bản 2 vế, tính toán cầu thang theo dạng bản chịu lực Do 2 vế có sơ đồ tính giống nhau nên ta tính toán cho 1 vế và bố trí cho vế còn lại Mỗi vế có 12 bậc , mỗi bậc có kích thước như sau:

 Sử dụng kết cấu cầu thang dạng bản chịu lực để tính toán thiết kế

 Chọn bề dày bản thang hb = 150 mm

LỚP GẠCH CERAMIC 20 mm LỚP VỮA LÓT 20 mm, M75 XÂY GẠCH THẺ VỮA XÂY M75 BẢN BTCT DÀY 150 mm

LỚP VỮA TRÁT DÀY 15mm M75

TẢI TRỌNG

Xác định góc nghiêng bản thang: tg 150 0.5 26.6

4.3.1 Tĩnh tải đối với bản chiếu nghỉ:

Tải trọng các lớp cấu tạo bản thang (Tính trên 1m dài)

Bảng 4.3: Tĩnh tải chiếu nghỉ

Trọng lượng g bt m m kN/m 3 kN/m

 Đối với bản thang nghiêng:

Bảng 4.4: Chiều dày tương đương của các lớp cấu tạo

Chiều dày lớp đá hoa cương Chiều dày lớp vữa xi măng Chiều dày lớp bậc thang gạch theo phương nghiêng

Bảng 4.5: Tĩnh tải bản thang

Hệ số vượt tải ni

Trọng lượng gbt m m kN/m 3 kN/m

Tổng trọng lượng theo phương đứng qđứng 6.807

Tổng trọng lượng phương đứng có kể đến lan can: 0.27 kN/m 7.077

 Đối với bản chiếu nghỉ: tc m p n p 1 1.2 3 1  3.6 kN/m

 Đối với bản thang nghiêng: tc m p n p 1 cos 1.2 3 1 0.894   3.218 kN/m

Bảng 4.6: Tổng tải trọng tính toán

Tĩnh tải tính toán g tt (kN/m)

Hoạt tải tính toán p tt (kN/m)

Tổng tải trọng tính toán q tt = g tt + p tt (kN/m)

SƠ ĐỒ TÍNH VÀ NỘI LỰC

Cắt một dãy bản có bề rộng b=1m để tính, vì trong công trình, hai vế cầu thang giống nhau nên sinh viên chỉ tính cho một vế, rồi lấy kết quả tương tự cho vế còn lại

Bản thang liên kết với vách là liên kết ngàm Liên kết giữa bản thang nghiêng và dầm chiếu nghĩ: theo quan niệm tính toán trong sách tham khảo, xét tỉ số hd/hs:

+ Nếu hd/hs < 3 thì liên kết giữa bản thang nghiêng với dầm chiếu tới được xem là khớp + Nếu hd/hs 3 thì liên kết giữa bản thang nghiêng với dầm chiếu tới được xem là ngàm Tuy nhiên trên thực tế tính toán cầu thang có một số bất cập là: trong kết cấu bê tông toàn khối thì không có liên kết nào hoàn toàn là ngàm tuyệt đối và liên kết khớp tuyệt đối Cho nên liên kết giữa bản thang với dầm chiếu tới là liên kết bán trung gian giữa liên kết ngàm và khớp

+ Trong trường hợp nếu liên kết giữa bản thang với dầm chiếu tới được xem là khớp thì dẫn đến thiếu thép gối và dư thép bụng kết cấu bị nứt tại gối (do thiếu thép gối) Tuy nhiên trong thực tế thì nếu cầu thang bị nứt tại gối, dẫn đến các lớp gạch lót sẽ bong nên không cho phép nứt cầu thang trong thiết kế

Hình 4.4: Biểu đồ Moment vế thang (kN.m)

Hình 4.5: Biểu đồ lực cắt vế thang (kN)

TÍNH TOÁN BỐ TRÍ CỐT THÉP

 Cốt thép: AI → Rs = 225 MPa

 Cốt thép: AIII → Rs = 365 MPa

Hàm lượng thép thỏa điều kiện: min max

  đối với nhóm cốt thép AIII;  max 3.98% đối với nhóm cốt thép AI

Bảng 4.7: Kết quả tính toán cốt thép bản thang

(kNm) b (mm) h (mm) ho (mm) α m ξ A tt s

 Kiểm tra khả năng chịu cắt của bêtông:

Khả năng chịu cắt của bê tông: max b3 f n b bt o

 Bêtông bản thang đủ khả năng chịu cắt

 Bảng vẽ bố trí thép cầu thang (KC 04)

TÍNH TOÁN DẦM THANG (DẦM CHIẾU NGHỈ)

Kích thước dầm thang (dầm chiếu nghỉ) được chọn sơ bộ theo công thức:

  , chọn hdt = 400mm dt h 400 b (133 200) mm

Chọn kích thước dầm thang b x h = 200 x 400 mm

Xác định tải tác dụng lên dầm chiếu tới bao gồm: tải trọng do trọng lượng bản thân dầm thang, phản lực do bản thang và tải trọng do ô sàn S10 truyền vào

Giá trị tải do bản nghiêng tác dụng lên dầm thang: từ kết quả giải etabs, phản lực theo phương đứng: q1 = 50.04 (kN/m)

Phản lực theo phương ngang : không kể đến (phản lực này sẽ truyền vào sàn, do sàn có độ cứng theo phương ngang lớn nên không cần xét)

Do trọng lượng bản thân dầm có tiết diện 400x200: q2= (0.4-0.15)×0.2×1.1×25= 1.375 (kN/m)

Tổng tải trọng tác dụng lên dầm:qtổng= q1+ q2 = 50.04 + 1.375 = 51.415 (kN/m)

Sơ đồ tính: Tính như dầm đơn giản 1 nhịp, vì thực tế liên kết giữa hai đầu dầm được ngàm vào cột

Hình 4.7: Sơ đồ tải trọng dầm nhịp 4m (kN)

Moment giữa nhịp : M max 34.28 (kN.m)

4.6.1.2 Tính thép cho dầm thang:

Chọn bê tông cấp độ bền B25 có Rb.5 (MPa)

Thép AIII có Rs65 (MPa), b = 1.00

Ta có h@ (cm), a=3 (cm) h0@-3 7 (cm)

Chọn 2ỉ14 cú Fa= 307.88 (mm 2 ) bố trớ nhịp, 100 100 307.88

Thép AIII có Rs65 (MPa), b = 1.00

Ta có h@ (cm), a=3 (cm) h0@-3 7 (cm)

Chọn 3ỉ16 cú Fa= 603.19 (mm 2 ) bố trớ nhịp, 100 100 603.19

Bê tông M350 có 𝑅 𝑏 = 145 daN/cm 2 ; Rbt= 11 daN/cm 2 ; Eb= 3.1×10 5 daN/cm 2

Cốt đai nhóm AI có Rsw = 1800 daN/cm 2 ; Es= 2100000 daN/cm 2

Lực cắt lớn nhất ở gần gối tựa Qmax= 102.83 kN

 Kiểm tra điều kiện tính toán:

 Bêtông không đủ khả năng chịu cắt cần phải tính cốt đai

Bố trí theo cấu tạo6a150 Số nhánh n=2, khoảng cách s0mm w w w

Kiểm tra khả năng chống nén vỡ bê tông:

Vậy thỏa điều kiện, không cần tăng kích thước dầm

 Khả năng chịu cắt của cốt đại và bêtông:

Vậy cốt đai đủ khả năng chịu lưc

Bố trớ trong đoạn giữa dầm, bố trớ ỉ6a200

 Bản vẽ bố trí thép cầu thang (KC 04).

TÍNH TOÁN - THIẾT KẾ BỂ NƯỚC

SƠ BỘ KÍCH THƯỚC BỂ NƯỚC

Lượng nước cần dùng cho tòa nhà:

 Số người sử dụng nước: Mỗi tầng gồm có 8 căn hộ Số người trung bình cho mỗi căn hộ là 4 người Tổng số người N = 16 × 8 × 4 = 512 người

 Lưu lượng nước cấp cho sinh hoạt: sh 3 sh ngày.max q N 200 512

- Trong đó qsh = 200 (l/người.ngày đêm) được lấy theo tiêu chuẩn (TCVN 33 :

2006) cung cấp nước sinh hoạt cho vùng nội đô giai đoạn 2020

- Đối với thành phố lớn như TP Hồ Chí Minh thì lấy theo (TCVN 33 : 2006) ta được kngày.max = 1.1 ÷ 1.2

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

 Khu thương mại ở tầng 1 và khu vực tầng hầm lấy sơ bộ 20% nhu cầu nước sinh hoạt của khu sinh sống

 Tổng lưu lượng nước cung cấp cho công trình:

 Công trình có 2 bể nước mái mỗi bể có kích thước 6.8x4.1x1.5 nên dung tích

 Mỗi ngày phải bơm 2 lần bằng hệ thống bơm nước tự động

 Hồ nước được thiết kế đặt trên tầng mái (tầng tum) của công trình Có kích thước mặt bằng L × B = 6.8 × 4.1 m

 Chọn kích thước bể nước như sau:

- Chọn chiều dày bản nắp là 100mm

- Chọn chiều dày bản đáy là 150mm

- Chọn chiều dày thành bể là 150mm

- Dầm nấp BN1 và BN2 : 200400mm

- Dầm đế BD1, BD2, BD3 và BD4 là 200500 mm

THÔNG SỐ BAN ĐẦU

 Sử dụng bê tông cấp độ bền B25

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

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

 Mô đun đàn hồi: Eb = 30000 MPa

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

 Cường độ chịu nén: Rsc = 225 MPa

 Cường độ chịu kéo: Rs = 225 MPa

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

 Mô đun đàn hồi: Es = 210000 MPa

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

 Cường độ chịu nén: Rsc = 280 MPa

 Cường độ chịu kéo: Rs = 280 MPa

TẢI TRỌNG

Bảng 5.1: Bảng tĩnh tải sàn bản nắp

Lớp vật liệu Bề dày mm

Lớp vữa láng tạo dốc 35 18 0.63 1.3 0.819

Bảng 5.2: Bảng tĩnh tải sàn bản đáy

Lớp vật liệu Bề dày mm

Theo TCVN 2737:1995, bảng 3, đối với mái không sử dụng lấy p tc 0.75 kN/m 2

( hệ số độ tin cậy đối với tải trọng phân bố đều trên sàn lấy bằng 1.3 khi tải trọng tiêu chuẩn nhỏ hơn 2kN/m 2 )

Hoạt tải nước: p n n p  n H   1 10 1.5 15 kN/m 2 ( TCVN 2737-1995 lấy hệ số vượt tải của nước n p 1)

Công trình đặt tại TP Hồ Chí Minh nên thuộc vùng IIA (theo phụ lục E TCVN 2737-

Theo TCVN 2737-1995, đối với vùng ảnh hưởng của bão được đánh giá là yếu, cho phép giảm giá trị tại vùng IIA đi 12 daN/m 2 W o 83 daN/m 2 Để an toàn, ta lấy áp lực gió tại đỉnh bể nước tính cho toàn bể nước Cao độ đỉnh bể nước là 63.5m, tra bảng 5 TCVN 2737-1995, ta có: k1.392

Hệ số khí động c0.6(gió hút):

Hệ số khí động c0.8(gió đẩy):

MÔ HÌNH BỂ NƯỚC MÁI

Sử dụng phần mềm SAP2000 để mô hình bể nước

Hình 5.1: Mô hình tính toán bể nước bằng SAP 2000 5.4.2 Tính toán cốt thép bể nước:

Hình 5.2: Biểu đồ Moment bản nắp theo 2 phương X và Y

Với : Rb = 14.5 Mpa ; Rs = 280 Mpa; h = 0.1m ; ho = h - a với a = 0.02 m

Bảng 5.3: Kết quả tính toán cốt thép bản nắp

Vị trí M kNm b mm h mm a mm  m  As mm 2

Hình 5.3: Chuyển vị bản nắp

- Giá trị chuyển vị lớn nhất: fBN = 0.1 cm

Khi nhịp sàn nằm trong khoảng 5m  L  10 m thì   f = 2.5 cm ( Theo TCVN 5574-

2012: Bảng 2 mục 1.8) fBN = 0.1 cm <   f = 2.5 cm

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

Hình 5.4: Biểu đồ Moment bản đáy theo 2 phương X và Y

Bảng 5.4: Kết quả tính toán cốt thép bản đáy

Hình 5.5: Chuyển vị bản đáy

Khi nhịp sàn nằm trong khoảng 5m  L  10 m thì   f = 2.5 cm ( Theo TCVN 5574-

2012: Bảng 2 mục 1.8) fBD = 0.14 cm <   f = 2.5 cm

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

Hình 5.6: Biểu đồ Moment bản thành (cạnh ngắn-cạnh dài) Bảng 5.5: Kết quả tính toán cốt thép bản thành

5.4.3 Tính toán dầm bể nước:

5.4.3.1 Nội lực dầm bản đáy:

Do bể nước kích thước vuông và dầm giống nhau, chịu tải như nhau nên ta lấy nội lực của 1 dầm để tính toán DB1 = DB2; BD3 = BD45

Hình 5.7: Nội lực dầm BĐ1 bản đáy

Hình 5.8: Nội lực dầm BĐ4 bản đáy Bảng 5.6: Bảng giá trị nội lực dầm bản đáy STT Tên cấu kiện Nội lực Vị trí Kết quả nội lực

1 BD1, BD2 Moment Dưới 6.7708 kNm

- Thép AII có Rs = 280 (Mpa)

5.4.3.2 Tính toán cốt thép chịu lực dầm bản đáy:

Bảng 5.7: Bảng tính toán cốt thép dầm bản đáy

(kN.m) b mm h mm a mm h o mm  m  A s mm 2

5.4.3.3 Tính toán cốt đai dầm bản đáy:

Lực cắt 2 dầm xấp xỉ nên ta xét lực cắt Max: Qmax = 52.059 kN

Rbt = 1.05 (MPa) : cường độ chịu kéo của bêtông B25 φb4 = 1.5 ho = 460 (mm) φn = 0: bỏ qua ảnh hưởng của lực dọc (thiên về an toàn) 0.5 1.5 1 1.05 200 460 72450 72.45

 Không cần tính toán cốt đai mà chỉ cần đặt thép theo cấu tạo

Chọn cốt đai ỉ8, 2 nhỏnh cú Fa = 50.3 cm 2  Chọn ỉ8a200

5.4.3.4 Nội lực dầm bản nắp:

Xét nội lực dầm BN1 = BN2; BN3 = BN4=BN5

Hình 5.9: Nội lực dầm BĐ1 bản nắp

Hình 5.10: Nội lực dầm BĐ4 bản nắp

Bảng 5.8: Bảng giá trị nội lực dầm bản nắp STT Tên cấu kiện Nội lực Vị trí Kết quả nội lực

5.4.3.5 Tính toán cốt thép chịu lực dầm bản nắp:

Bảng 5.9: Bảng tính cốt thép dầm bản nắp

(kN.m) b mm h mm a mm h o mm  m  A s mm 2

5.4.3.6 Tính toán cốt đai dầm bản nắp:

Lực cắt 4 dầm xấp xỉ nên ta xét lực cắt Max: Qmax 636 kN

Rbt = 1.05 (MPa) : cường độ chịu kéo của bêtông B25 φb4 = 1.5 ho = 360 (mm) φn = 0: bỏ qua ảnh hưởng của lực dọc (thiên về an toàn)

 Không cần tính toán cốt đai mà chỉ cần đặt thép theo cấu tạo

Chọn cốt đai ỉ8, 2 nhỏnh cú Fa = 50.3 cm 2  Chọn ỉ8a200

Hình 5.11: Nội lực chân cột bể nước

Tính cột (gần đúng) xem cột chịu nén đúng tâm Chọn tiết diện ngang của cột là (300x300)mm, bố trớ 4ỉ20 (12.57) cm 2

- Lực nén lên cột, thu được từ SAP2000: N = 245.632 kN

Kiểm tra khả năng chịu lực của cột:

 Cột đã chọn đủ khả năng chịu lực

 Bản vẽ bố trí thép bể nước mái (KC 05).

TÍNH TOÁN - THIẾT KẾ HỆ KHUNG

TỔNG QUAN VỀ KHUNG VÀ VÁCH NHÀ CAO TẦNG

 Công trình gồm 15 tầng điển hình, 1 tầng hầm, 1 tầng thượng, 1 tầng mái

 Hệ kết cấu sử dụng là kết cấu khung - vách cứng (lõi cứng) Do đó việc tính toán khung phải là kết cấu khung không gian

 Việc tính toán khung không gian là rất phức tạp, do đó việc tính toán nội lực sẽ được tính toán bằng phần mềm ETABS

 Việc tính toán sẽ được thực hiện theo các bước sau đây:

 Bước 1: Chọn sơ bộ kích thước

 Bước 2: Tính toán tải trọng

 Bước 3: Tổ hợp tải trọng

 Bước 4: Tính toán nội lực bằng phần mềm ETABS

 Bước 5: Tính toán thép cho khung trục 3, 3’ và khung trục C.

VẬT LIỆU SỬ DỤNG

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

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

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

 Mô đun đàn hồi: Eb = 30000 MPa

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

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

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

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

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

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

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

 Mô đun đàn hồi: Es = 200000MPa

CHỌN SƠ BỘ KÍCH THƯỚC

 Chọn sơ bộ kích thước cấu kiện trong mô hình rồi kiểm tra bằng chức năng Design trong ETABS:

 Dầm biên kích thước: h × b = 600 × 300 mm

Nhận xét: Công việc lựa chọn sơ bộ tiết diện cột chỉ có tính chất định hướng ban đầu cho công việc thiết kế Các tiết diện cột này có thể thay đổi trong quá trình thiết kế nên việc lựa chọn tiết diện sơ bộ này có thể được làm đơn giản nhưng thiên về xu hướng có lợi (tức cho ra tiết diện cột lớn) Trong quá trình thiết kế căn cứ vào yếu tố kiến trúc, nội lực tính toán và hàm lượng cốt thép mà có kế hoạch điều chỉnh tiết diện , cũng như hình dạng cột sao cho hợp lý, phù hợp kiến trúc và giảm thiểu chi phí đầu tư cho công trình

Bảng 6.1: Sơ bộ tiết diện cột khung

(cm) bxh (cm) bxhxδ (cm) bxh (cm) bxh (cm) bxh (cm) bxh (cm) bxh (cm) bxh (cm) bxh (cm)

Cột tầng hầm là 70 × 70 cm

 Vách cứng dày 300 mm, chiều dày sàn hs%0 mm.

TÍNH TOÁN TẢI TRỌNG

6.4.1.1 Tĩnh tải do trọng lượng bản thân sàn:

Bảng 6.2: Tải trọng sàn điển hình

Trọng lượng riêng tiêu chuẩn

Hệ số độ tin cậy

Tĩnh tải tính toán mm kN/m 3 kN/m 2  kN/m 2

Bảng 6.3: Tải trọng nhà vệ sinh, sàn mái

Cấu tạo sàn vệ sinh

Bảng 6.4: Tải trọng sàn mái

Cấu tạo sàn vệ sinh

Bảng 6.6: Quy đổi tải tường sân thượng

Loại tường Bề dày (mm)

Hoạt tải sử dụng được xác định tùy theo công năng sử dụng của từng ô sàn, lấy theo TCVN 2737 : 1995 Kết quả được thể hiện trong bảng sau:

Bảng 6.7: Hoạt tải phân bố trên sàn

Phòng ngủ, phòng khách, phòng ăn, phòng bếp, phòng giặt, phòng tắm, sân thượng 1.5 1.3 1.95

Hành lang , cầu thang, ban công 3 1.2 3.6

Mái bằng không sử dụng 0.75 1.3 0.975

Bảng 6.8: Tổng hợp tải trọng tác dụng lên sàn Khu vực

Tĩnh tải kN/m 2 Hoạt tải kN/m 2

Sảnh, hành lang, cầu thang 1.62 1.962 3 3.6

Mái bằng không sử dụng 1.96 2.4 0.75 0.975

Phòng ăn, bếp, phòng khách 1.62 1.962 1.5 1.95

Ghi chú: Tĩnh tải các khu vực chỉ bao gồm các lớp, không bao gồm trọng lượng bê tông cốt thép

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

Công trình cao 60.5 m>40 m nên tải gió gồm thành phần tĩnh và thành phần động

 Tải trọng gió bao gồm hai thành phần: gió tĩnh và gió động

 Tải trọng gió tĩnh được tính toán theo TCVN 2737 : 1995 như sau: Áp lực gió tĩnh tính toán tại cao độ z tính theo công thức:

Wtc = Wo × n × k × c × B (daN) Trong đó:

 Wo: là giá trị của áp lực gió lấy theo bản đồ phân vùng phụ lục D và điều 6.4 TCVN 2737 : 1995 Công trình đang xây dựng ở Tp Hồ Chí Minh thuộc khu vực II-A, và ảnh hưởng của gió bão được đánh giá là yếu, lấy Wo = 0.83 kN/m 2

 kz: là hệ số tính đến sự thay đổi của áp lực gió theo độ cao, lấy theo bảng 5, TCVN 2737 : 1995 Dạng địa hình B

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

 Hệ số độ tin cậy của tải trọng gió là n = 1.2

 Bề rộng đón gió theo phương trục Y: Lx = 49.0 m

 Bề rộng đón gió theo phương X: Ly = 29.0 m

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

Tải trọng gió tĩnh được quy về thành lực tập trung tại các cao trình sàn, lực tập trung này được đặt tại tâm cứng của mỗi tầng Diện tích đón gió của từng tầng được tính như sau: j j 1 j h h

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

Bảng 6.9: Kết quả tính gió tĩnh THÀNH PHẦN TĨNH CỦA TẢI TRỌNG GIÓ

Kích thước nhà Cao độ

Tải tiêu chuẩn thành phần tĩnh (kN)

Tải tính toán thành phần tĩnh (kN)

Công trình có độ cao H`.5 (m) > 40 (m) nên cần phải tính thành phần động của gió

 Sơ đồ tính toán động lực:

Vị trí các điểm tập trung khối lượng đặt tương ứng với cao trình trọng tâm của các kết cấu truyền tải trọng ngang của công trình (sàn nhà)

Giá trị các khối lượng tập trung ở các mức trong sơ đồ tính toán bằng tổng khối lượng của kết cấu chịu lực, kết cấu bao che, trang trí và 0.5 hoạt tải

Hình 6.1: Khai báo các trường hợp tải trọng

Hình 6.2: Khai báo Mass Source trong Etabs

Hình 6.3: Checks Model trước khi chạy chương trình

 Xác định các đặc trưng động lực:

Xác định tần số dao động riêng:

Sau khi nhập vào mô hình làm việc với các thông số về tiết diện dầm, cột, bản sàn, vách cứng và hoạt tải, tĩnh tải tường, khai báo số mode là 12

Công trình với quy mô 17 tầng nên sự ảnh hưởng của các mode càng lớn đến ứng xử của công trình càng ít nên một cách gần đúng ta có thể bỏ qua và chọn 12 mode trong tính toán

Chạy chương trình Vào mục Display/Show Tables / Modal Participation để xem các chu kỳ và dạng dao động

Bảng 6.10: Chu kì dao động của công trình

Mode Period UX UY UZ SumUX SumUY SumUZ RX RY RZ SumRX SumRY SumRZ

Bảng 6.11: Kết quả chu kỳ và tần số dao động Mode Chu kỳ (s) Tần số (Hz) Phương Ghi chú

Vì đây là hệ khung bê tông cốt thép:  =0.3 ; công trình ở vùng áp lực gió IIA Tra bảng 2 ( TCVN 229:1999)  Giá trị giới hạn của tần số dao động riêng f L =1.3

Ta có dạng dao động thứ 2 theo phương X có tần số f2 = 0.385822 450 mm : min ;500 ct 3

S  h mm Trên các phần còn lại của nhịp:

Khi chiều cao tiết diện h > 300 mm : 3 min ;500 ct 4

S   h mm Giá trị khoảng cách cốt đai bố trí (S) : Smin  S S tt , max , S ct 

 Tính toán cốt đai cho cột:

Cốt thép ngang trong cột có nhiệm vụ liên kết với các thanh thép dọc thành hệ khung chắc chắn , giữ đúng vị trí cốt thép khi thi công , giữ ổn định cho cốt thép dọc chịu nén Khi chịu nén cốt thép dọc có thể bị cong , phá vở lớp bê tông bảo vệ và bậc ra khỏi bêtông.Cốt đai giữ cho cốt dọc không bị cong và bậc ra ngoài , lúc này cốt thép đai chịu kéo và nếu nó không được neo chắc chắn thì có thể bị bung ra hoặc cốt đai quá bé thì có thể bị kéo đứt Đường kính thép đai  dai 0.25 doc max , khoảng cách giữa các thép đai tại vị trí nối buộc thép khoảng cách đặt thép đai không quá 10 doc min Trong đoạn nối buộc cốt thép dọc phải có ít nhất 4 cốt thép đai

Khoảng cách giữa các thép đai trong các đoạn còn lại 10 min

 Chọn đai ỉ8a100 trong đoạn nối buộc cốt thộp

Chọn đai ỉ8a150 trong đoạn cũn lại

Các nút khung, các nút liên kết cột, vách và dầm là những vị trí tập trung nội lực lớn, nên ngoài việc bố trí cốt thép chịu lực theo tính toán, cần đặt thêm cốt đai gia cường Các cốt đai này nhằm đảm bảo sự liên kết của cột và dầm chống lại sự gia tăng lực cắt một cách đột ngột tại nút và tăng cường sự bền vững của nút chống lại những nội lực xuất hiện trong tiết diện nghiêng mà trong tính toán tiết diện chưa định lượng được

 Tính toán chiều dài đoạn neo cốt thép:

Chiều dài đoạn neo hoặc nối cốt thép: an an s an b l R ỉ

  và không nhỏ hơn an an l   ỉ

- Trong vùng kéo: s an an an b an

- Trong vùng nén: s an an an b an

- Trong vùng kéo: s an an an b an

- Trong vùng nén: s an an an b an

 Cấu tạo kháng chấn cho dầm:

 Trong TCVN 9386 : 2012(Mục 5.4.3.1.2), theo giá trị gia tốc nền thiết kếa g   I a gR , chia thành ba trường hợp động đất sau:

 Động đất mạnh ag  0.08g, phải tính toán và cấu tạo kháng chấn

 Động đất yếu 0.04g  ag  0.08g, chỉ cần áp dụng các giải pháp kháng chấn đã được giảm nhẹ

 Động đất rất yếu ag < 0.04g nên không cần thiết kế kháng chấn

 Theo các trường hợp trên, công trình với ag = 0.0747g  0.08g thì chỉ cần áp dụng các giải pháp kháng chấn đã được giảm nhẹ

 Cấu tạo kháng chấn cho dầm

 Đường kính dbw của các thanh cốt đai (tính bằng mm) không được nhỏ hơn 6mm

 Khoảng cách s của các vòng cốt đai (tính bằng mm) không được vượt quá: w min ; 24 w; 225;8

- Trong đó: dbL là đường kính thanh cốt thép dọc nhỏ nhất (tính bằng mm) hw là chiều cao tiết diện của dầm (tính bằng mm)

 Ngoài ra, cốt đai trong dầm phải là đai kín, được uốn móc 45 o và với chiều dài móc là 10dbw

 Cấu tạo kháng chấn cho cột:

 Tổng hàm lượng cốt thép dọc 1 không được nhỏ hơn 0.01 và không được vượt quá 0.04 Trong các tiết diện ngang đối xứng cần bố trí cốt thép đối xứng

 Phải bố trí ít nhất một thanh trung gian giữa các thanh thép góc dọc theo mỗi mặt cột để đảm bảo tính toàn vẹn của nút dầm - cột

 Các vùng trong khoảng cách lcr kể từ hai tiết diện đầu mút của cột kháng chấn chính phải được xem như là các vùng tới hạn

 Khi thiếu những thông tin chính xác hơn, chiều dài của vùng tới hạn lcr (tính bằng m) có thể được tính toán từ biểu thức sau đây:

Hình 6.12: Cốt thép ngang trong vùng tới hạn của dầm

- hc là kích thước lớn nhất tiết diện ngang của cột (tính bằng m)

- lcl là chiều dài thông thủy của cột (tính bằng m)

 Nếu cl 3 c l h  , toàn bộ chiều cao của cột kháng chấn chính phải được xem như là một vùng tới hạn và phải được đặt cốt thép theo quy định

 Trong phạm vi các vùng tới hạn của những cột kháng chấn chính, cốt đai kín và đai móc có đường kính ít nhất là 6 mm, phải được bố trí với một khoảng cách sao cho bảo đảm độ dẻo kết cấu tối tiểu và ngăn ngừa sự mất ổn định cục bộ của các thanh thép dọc Hình dạng đai phải sao cho tăng được khả năng chịu lực của tiết diện ngang do ảnh hưởng của ứng suất 3 chiều do các vòng đai này tạo ra Những điều kiện tối thiểu này được xem như thỏa mãn nếu đáp ứng những điều kiện sau đây:

+ bo là kích thước tối thiểu của lõi bê tông (tính tới đường trục của cốt thép đai) (mm)

+ dbL là đường kính tối thiểu của các thanh cốt thép dọc (mm)

 Khoảng các giữa các thanh cốt thép dọc cạnh nhau được cố định bằng cốt đai kín và đai móc không vượt quá 200 mm

Hình 6.13: Sự bó lõi bê tông 6.7.2 Nội lực tính toán:

Nội lực cột khung trục 4

Nội lực dùng để tính toán cho khung trục 4 và khung trục A1 xem phần phụ lục

Vì trong khung có rất nhiều phần tử dầm và phần tử cột Do đó chỉ chọn ra các phần tử dầm và cột tính toán đại diện Các phần tử còn lại tính toán hoàn toàn tương tự

6.7.3.1 Phần tử cột: a) Tính toán cốt thép dọc

Lựa chọn cột C9 tầng 1 để tính toán đại diện

Thép AIII : Rs = 365000 kPa; Rsc = 365000 kPa

Bê tông cấp độ bền B25 : Rb 500 kPa ; Rbt = 1050 kPa

Các thông số nội lực :

Nội lực để tính toán nén lệch tâm xiên được lầy từ kết quả tổ hợp trong đó cần chú ý các bộ ba nội lực sau:

4- M x và M y có ex và ey lớn nhất

Tính toán cột C1 tầng 3 (trường hợp lệch tâm rất bé)

Bảng 6.20: Nội lực cột C1 tầng 3

Tổ hợp Chiều Nội lực Tiết diện tải dài Lực dọc Moment

(kNm) Cx Cy l (m) N (kN) Mx My (mm) (mm) TANG 3 C1 COMB9 3.6 -5434.30 -47.13 -210.10 400 700

 Chiều dài tính toán lo : lo =0.7l = 0.73.6 = 2.52m = 2520mm

 Độ lệch tâm tĩnh học e1 :

 Độ lệch tâm ngẫu nhiên ea :

 Độ lệch tâm ban đầu eo :

 1 ;  8.673;13.33 13.33 ax x ax e max e e max  mm

 1 ;  38.662; 23.33 38.662 ay y ay e max e e max  mm

Vậy b=Cx = 400 mm, h = Cy = 700 mm, M1=My1= kNm, M2=Mx1=0.388 kNm,

Giả sử aP → ho= 700 - 50 = 650 mm

 Độ lệch tâm ngẫu nhiên ea: ea = eay + 0.2eax = 38.662+0.2 × 13.33= 41.328 mm

 Độ lệch tâm tĩnh học e1:

 Độ lệch tâm ngẫu nhiên eo:

0.5 44.733 0.5 700 50 344.733 e e o h a      mm Tính toán cốt thép:

 h    tính toán cho trường hợp nén lệch tâm rất bé tính toán gần như nén đúng tâm

 Hệ số ảnh hưởng độ lệch tâm:

 Hệ số uốn dọc phụ thêm khi xét nén đúng tâm :

 Diện tích toàn bộ cốt thép dọc:

Tính toán cột C1 tầng 15 (trường hợp lệch tâm lớn)

Bảng 6.21: Nội lực cột C1 tầng 15 Story Column Tổ hợp tải

Chiều Nội lực Tiết diện dài Lực dọc Moment (kNm) Cx Cy l (m) N (kN) Mx My (mm) (mm) TANG15 C1 COMB19 MIN 3.6 -550.01 -173.90 -145.79 400 700

 Chiều dài tính toán lo: lo =0.7l = 0.73.6 = 2.52m = 2520mm

  nên ηx =1, ηy =1 Độ lệch tâm tĩnh học e1:

 Độ lệch tâm ngẫu nhiên ea:

 Độ lệch tâm ban đầu eo : max( 1 ; ) max(316.176;13.33) 316.176 ax x ax e  e e   mm

1 ay max( ; ) max(265.068;23.33) 265.068 ay y e  e e   mm

Vậy b=Cy = 700 mm, h=Cx = 400 mm, M1=M1y3.90 kNm, M2=M1x5.79 kNm, Giả sử a@ → ho@0 - 50 = 350 mm

 Độ lệch tâm ngẫu nhiên ea: ea = eay+0.2eax = 265.068 + 0.2 × 316.176= 328.303 mm

 Độ lệch tâm tĩnh học e1

 Độ lệch tâm ngẫu nhiên eo:

0 max( ; ) a 1 max(328.303; 453.56) 453.56 e  e e   mm e=eo + 0.5h – a = 453.56+ 0.5 × 400 - 50 `3.56 mm

 h    , đồng thời x1 < ξRho=0.563×3507.05 Nên tính toán nén lệch tâm lớn

Xác định chiều cao vùng chịu nén x theo công thức gần đúng sau: x=x1T.19

 Diện tích toàn bộ cốt thép dọc:

Tương tự cho các cột còn lại, bảng tổng hợp cốt thép được trình bày trong phần phụ lục b) Tính toán cốt đai cột

Trong khoảng l1=hcp0 (mm) tính từ mép trên và mép dưới dầm theo quy định cấu tạo: ta bố trớ ỉ8a100

Trong khoảng nối cốt thộp ta bố trớ ỉ8a150

Trong khoảng cũn lại ta bố trớ ỉ8a200

Bảng 6.22: Bảng tính cốt thép cho cột khung trục C

TANG THUONG C13 COMB9 0.0 3.6 40 70 5 -133.42 -175.79 -123.70 LTL 50.018 2.042 12ỉ25 58.88 TANG 15 C13 COMB9 0.0 3.6 40 70 5 -411.79 -159.98 -114.17 LTL 33.489 1.367 12ỉ25 58.88 TANG 14 C13 COMB8 0.0 3.6 40 70 5 -690.74 -161.61 127.99 LTL 25.473 1.040 12ỉ25 58.88 TANG 13 C13 COMB8 0.0 3.6 40 70 5 -971.53 -159.28 139.85 LTL 17.870 0.729 12ỉ25 58.88 TANG 12 C13 COMB8 0.0 3.6 40 70 5 -1255.18 -157.17 152.78 LTL 11.995 0.490 12ỉ25 58.88 TANG 11 C13 COMB8 0.0 3.6 40 70 5 -1542.84 -154.19 165.36 LTL 7.477 0.305 12ỉ25 58.88 TANG 10 C13 COMB8 0.0 3.6 40 70 5 -1835.76 -152.08 176.68 LTL 4.701 0.192 12ỉ25 58.88 TANG 9 C13 COMB8 0.0 3.6 40 70 5 -2136.92 -150.07 186.27 LTRB 11.903 0.486 12ỉ25 58.88 TANG 8 C13 COMB8 0.0 3.6 40 70 5 -2448.00 -147.71 193.15 LTRB 7.883 0.322 12ỉ25 58.88 TANG 7 C13 COMB8 0.0 3.6 40 70 5 -2770.89 -145.23 196.54 LTRB 8.785 0.359 12ỉ25 58.88 TANG 6 C13 COMB23 0.0 3.6 40 70 5 -3184.37 -154.85 136.81 LTRB 12.626 0.515 12ỉ25 58.88 TANG 5 C13 COMB23 0.0 3.6 40 70 5 -3548.97 -154.66 132.37 LTRB 19.790 0.808 12ỉ25 58.88 TANG 4 C13 COMB23 0.0 3.6 40 70 5 -3934.12 -147.50 121.45 LTRB 27.444 1.120 12ỉ25 58.88 TANG 3 C13 COMB23 0.0 3.6 40 70 5 -4342.83 -177.14 115.15 LTRB 44.598 1.820 12ỉ25 58.88 TANG 2 C13 COMB7 4.4 5 40 70 5 -4805.02 78.59 0.00 LTRB 41.136 1.679 12ỉ25 58.88 TANG TRET C13 COMB7 2.0 3 40 70 5 -2077.28 33.17 0.28 LTRB -50.851 -2.076 12ỉ25 58.88 TANG THUONG C14 COMB5 3.6 3.6 40 70 5 -367.65 2.87 72.88 LTL -4.499 -0.173 12ỉ22 45.59 TANG 15 C14 COMB7 0.0 3.6 40 70 5 -1030.96 -15.87 -0.02 LTRB -83.310 -3.400 12ỉ22 45.59 TANG 14 C14 COMB1 0.0 3.6 40 70 5 -1653.18 -0.50 -0.02 LTRB -63.681 -2.599 12ỉ22 45.59 TANG 13 C14 COMB1 0.0 3.6 40 70 5 -2283.30 -0.18 -0.02 LTRB -43.802 -1.788 12ỉ22 45.59 TANG 12 C14 COMB1 0.0 3.6 40 70 5 -2925.14 0.20 -0.02 LTRB -23.553 -0.961 12ỉ22 45.59 TANG 11 C14 COMB1 0.0 3.6 40 70 5 -3581.83 0.49 -0.02 LTRB -2.836 -0.116 12ỉ22 45.59 TANG 10 C14 COMB1 0.0 3.6 50 70 5 -4262.94 1.37 -0.03 LTRB -12.558 -0.399 24ỉ22 91.2 TANG 9 C14 COMB1 0.0 3.6 50 70 5 -4956.34 2.05 -0.03 LTRB 8.951 0.284 24ỉ22 91.2

TANG 8 C14 COMB1 0.0 3.6 50 70 5 -5664.14 2.82 -0.03 LTRB 30.907 0.981 24ỉ22 91.2 TANG 7 C14 COMB1 0.0 3.6 50 70 5 -6388.50 3.93 -0.03 LTRB 53.376 1.694 24ỉ22 91.2 TANG 6 C14 COMB1 0.0 3.6 50 70 5 -7131.58 3.96 -0.03 LTRB 76.426 2.426 24ỉ22 91.2 TANG 5 C14 COMB1 0.0 3.6 60 70 5 -7901.71 6.68 -0.03 LTRB 68.772 1.786 24ỉ28 147.71 TANG 4 C14 COMB1 0.0 3.6 60 70 5 -8683.28 6.18 -0.02 LTRB 92.761 2.409 24ỉ28 147.71 TANG 3 C14 COMB1 0.0 3.6 60 70 5 -9476.06 13.98 -0.04 LTRB 117.093 3.041 24ỉ28 147.71 TANG 2 C14 COMB1 0.0 5 60 70 5 -10301.82 -2.74 -0.02 LTRB 146.464 3.804 24ỉ28 147.71 TANG TRET C14 COMB1 0.0 3 60 70 5 -11049.70 -5.13 -0.02 LTRB 164.972 4.285 24ỉ28 147.71

Bảng 6.23: Bảng tính cốt thép cho cột khung trục 3

MIN 0.0 3.6 40 70 5 -2665.33 -177.20 -140.89 LTRB 14.159 0.578 16ỉ25 78.5 TANG 8 C1 COMB7 0.0 3.6 40 70 5 -3052.46 -171.56 -143.36 LTRB 16.199 0.661 16ỉ25 78.5 TANG 7 C1 COMB7 0.0 3.6 40 70 5 -3417.32 -165.29 -141.17 LTRB 20.438 0.834 16ỉ25 78.5 TANG 6 C1 COMB25 0.0 3.6 40 70 5 -3977.05 -131.35 -165.38 LTRB 27.247 1.112 16ỉ25 78.5 TANG 5 C1 COMB25 0.0 3.6 40 70 5 -4381.79 -119.28 -167.51 LTRB 35.898 1.465 16ỉ25 78.5 TANG 4 C1 COMB25 0.0 3.6 40 70 5 -4800.05 -102.80 -160.37 LTRB 44.239 1.806 16ỉ25 78.5 TANG 3 C1 COMB9 0.0 3.6 40 70 5 -5434.30 -47.13 -210.10 LTRB 57.975 2.230 16ỉ25 78.5 TANG 2 C1 COMB24 2.2 5 40 70 5 -5930.86 10.98 -11.04 LTRB 75.532 3.083 16ỉ25 78.5 TANG TRET C1 COMB9 3.0 3 40 70 5 -2549.59 -29.28 -80.83 LTRB -34.538 -1.328 16ỉ25 78.5 TANG MAI C6 COMB22 3.0 3.6 40 70 5 48.07 -56.52 -221.44 LTL 34.585 1.330 12ỉ22 45.59 TANG THUONG C6 COMB18

MIN 3.6 3.6 40 70 5 -1834.93 -67.11 -49.63 LTRB -47.882 -1.954 12ỉ22 45.59 TANG 12 C6 COMB22 3.6 3.6 40 70 5 -2409.10 60.48 62.77 LTRB -33.350 -1.361 12ỉ22 45.59 TANG 11 C6 COMB25 0.0 3.6 40 70 5 -3175.01 6.67 0.39 LTRB -15.670 -0.640 12ỉ22 45.59 TANG 10 C6 COMB25 0.0 3.6 50 70 5 -3794.72 6.36 -3.23 LTRB -27.082 -0.860 24ỉ22 91.2 TANG 9 C6 COMB9 0.0 3.6 50 70 5 -4413.95 24.56 -16.48 LTRB -7.874 -0.250 24ỉ22 91.2 TANG 8 C6 COMB9 0.0 3.6 50 70 5 -5059.63 23.43 -21.56 LTRB 12.155 0.386 24ỉ22 91.2 TANG 7 C6 COMB9 0.0 3.6 50 70 5 -5722.57 22.68 -26.64 LTRB 32.719 1.039 24ỉ22 91.2 TANG 6 C6 COMB9 0.0 3.6 50 70 5 -6373.66 -20.34 22.18 LTRB 52.916 1.680 24ỉ22 91.2 TANG 5 C6 COMB25 0.0 3.6 60 70 5 -7135.64 -8.18 -22.86 LTRB 43.950 1.127 24ỉ28 147.71 TANG 4 C6 COMB25 0.0 3.6 60 70 5 -7858.67 -10.22 -26.56 LTRB 66.009 1.693 24ỉ28 147.71 TANG 3 C6 COMB25 0.0 3.6 60 70 5 -8554.81 -6.70 -4.21 LTRB 88.818 2.307 24ỉ28 147.71 TANG 2 C6 COMB9 0.0 5 60 70 5 -9280.73 -13.91 -12.05 LTRB 114.725 2.980 24ỉ28 147.71 TANG TRET C6 COMB25 0.0 3 60 70 5 -9928.70 9.56 5.19 LTRB 130.608 3.392 24ỉ28 147.71 TANG MAI C11 COMB22 0.0 3.6 40 70 5 -83.78 193.24 158.79 LTL 60.794 2.481 16ỉ25 78.5 TANG THUONG C11 COMB22 0.0 3.6 50 70 5 -284.46 357.29 121.94 LTL 64.041 2.033 16ỉ25 78.5

MAX 0.0 3.6 50 70 5 -1414.17 341.03 111.58 LTL 25.839 0.820 16ỉ25 78.5 TANG 11 C11 COMB22 0.0 3.6 50 70 5 -1961.10 338.98 108.52 LTL 19.716 0.626 16ỉ25 78.5

TANG 8 C11 COMB22 0.0 3.6 50 70 5 -2852.56 313.39 78.68 LTRB 28.755 0.913 16ỉ25 78.5 TANG 7 C11 COMB22 0.0 3.6 50 70 5 -3142.19 298.17 93.91 LTRB 17.232 0.547 16ỉ25 78.5 TANG 6 C11 COMB22 0.0 3.6 50 70 5 -3431.74 278.27 115.48 LTRB 11.202 0.356 16ỉ25 78.5 TANG 5 C11 COMB22 0.0 3.6 50 70 5 -3724.67 255.08 111.05 LTRB 8.847 0.281 16ỉ25 78.5 TANG 4 C11 COMB25 3.0 3.6 50 70 5 -5155.43 77.52 -48.14 LTRB 15.127 0.480 16ỉ25 78.5 TANG 3 C11 COMB25 0.0 3.6 50 70 5 -5649.24 67.41 -3.30 LTRB 30.445 0.966 16ỉ25 78.5 TANG 2 C11 COMB25 0.0 5 50 70 5 -6123.65 -41.51 -20.74 LTRB 48.286 1.533 16ỉ25 78.5 TANG TRET C11 COMB25 0.0 3 50 70 5 -6568.79 23.26 9.41 LTRB 57.704 1.832 16ỉ25 78.5

 Bản vẽ bố trí thép cột (KC 06, 07)

6.7.3.2 Phần tử dầm: a) Tính cốt thép dọc:

 Chọn dầm B1 có vị trí và các thông số nội lực cho trong bảng:

Bảng 6.24: Các thông số tính toán dầm B1

Các thông số vật liệu :

Bêtông cấp độ bền B25 có Rb = 14.5 (MPa); Rbt = 1.05 (MPa)

Cốt thép nhóm AIII có Rs = 365 (MPa) ; Rsc = 365 (MPa)

 Xét gối trái ho = 600 – 60 = 540 (mm)

Kiểm tra hàm lượng cốt thép: min

Chọn 4ỉ22 + 2ỉ18(As = 20.28 cm 2 ) bố trớ

 Tính toán cốt thép cho nhịp (Mômen dương)

Tính theo tiết diện chữ T có cánh nằm trong vùng chịu nén với h ' f 25 (cm) Giả thiết a = 60 (mm), ho = 600 – 60 = 540 (mm)

Giá trị độ vươn cánh Sc lấy bé hơn giá trị sau:

Một nửa khoảng cách giữa các sườn dọc: 0.5×(8.4-0.3) = 4.05 (m)

Suy ra độ vươn cánh Sc = 1.35 (m)

Ta có Mmax = 57.59 (kN.m) < Mf : trục trung hòa đi qua cánh

Kiểm tra hàm lượng cốt thép : 2.993 100 min

 Chọn 2ỉ22 (As = 7.6 cm 2 ) bố trớ, hàm lượng cốt thộp bố trớ à = 0.185%

Tính toán tương tự cho gối phải ta có bảng tổng hợp sau :

Bảng 6.25: Tính toán và bố trí cốt thép dầm B1 tầng 14

B1 Gối phải 150.865 60 0.119 0.127 8.17 3ỉ22 11.4 0.505 b) Tính toán cốt đai dầm:

Dựa vào biểu đồ bao lực cắt ta có lực cắt lớn nhất B1 tầng 14, COMBOBAO MAX

Khả năng chịu cắt của bê tông:

Chọn đai ỉ8, ta cú bề rộng dầm b00 nờn để đảm bảo độ cứng của khung thộp dầm ta chọn đai 2 nhánh

410.37( ) (177.49 10 ) b f n bt o sw sw tt tt

Kiểm tra khả năng chịu ứng suất chính ở bụng : bt 0.3 bl wl b o

Q bt  Q  kN cốt đai bố trí đủ chịu lực cắt

Vậy cốt đai chọn ỉ8a150 bố trớ cho dầm B1 đảm bảo khả năng chịu cắt

- Tớnh toỏn tương tự ta chọn được cốt đai bố trớ ỉ8a150 trong đoạn L/4 của cỏc dầm

- Tớnh toỏn tương tự ta chọn được cốt đai bố tŕ ỉ8a250 trong đoạn cũn lại của cỏc cỏc dầm

Do yờu cầu khỏng chấn ta bố trớ đai ỉ8a100 trong cỏc đoạn lcr = 2hd

Theo yêu cầu cấu tạo kháng chấn theo quy định trong TCVN 198-1997, trong khoảng 2h (với h là chiều cao dầm) ta bố trớ đai ỉ8a100

Trong khoảng giữa dầm bố trớ đai ỉ8a250

Bảng 6.26: Kết quả tính dầm khung tầng điển hình (tầng 14)

VỊ TRÍ Dầm TỔ HỢP b

TÍNH TOÁN VÁCH CỨNG KHUNG TRỤC C VÀ 3’

Vách là một trong những kết cấu chịu lực quan trong trong nhà nhiều tầng Tuy nhiên vịêc tính toán cốt thép vẫn chưa được đề cập cụ thể trong tiêu chuẩn thiết kế của Việt Nam Vì vậy trong phạm vi đồ án này sử dụng phương pháp “giả thiết vùng biên chịu môment” để tính toán cốt thép cho vách cứng

Nội dung của phương pháp ”giả thiết vùng biên chịu mômen”

Thông thường, các vách cứng dạng côngxôn phải chịu tổ hợp nội lực sau: N, Mx,

My, Qx, Qy Do vách cứng được bố trí trên mặt bằng để chịu tải trọng ngang tác động song song với mặt phẳng của nó (chủ yếu) nên bỏ qua khả năng chịu môment 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 6.14: Sơ đồ nội lực tác dụng lên vách phẳng

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

6.8.2 Các giả thiết cơ bản: Ứng suất kéo do cốt thép chịu Ứng suất nén do bêtông và cốt thép chịu

Xét vách cứng chịu tải trọng NZ, MY, biểu đồ ứng suất tại các điểm trên mặt cắt ngang của vách cứng

Hình 6.15: Mặt cắt và mặt đứng vách

Bước 1: Giả thiết chiều dài B của vùng biên chịu moment Xét vách chịu lực dọc trục

N và momen uốn trong mặt phẳng My, momen này tương đương với 1 cặp ngẫu lực đặt ở h ai vùng biên của vách

Bước 2: Xác định lực kéo hoặc nén trong vùng biên

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:

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

Fb, Fa: diện tích tiết diện BT vùng biên và của cốt thép dọc

1: hệ số giảm khả năng chịu lực do uốn dọc (hệ số uốn dọc) Xác định  theo công thức thực nghiệm, chỉ dùng được khi:14  104

 i : độ mảnh của vách lo: chiều dài tính toán của vách imin: bán kính quán tính của tiết diện theo phương mảnh i min 0.288b Khi 14: bỏ qua ảnh hưởng của uốn dọc, lấy 1 Thiên về an toàn lấy 0.9

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

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 a a

 R Bước 4: 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 tường

Khi tính ra Fa < 0: đặt cốt thép chịu nén theo cấu tạo Theo TCVN 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

Bước 5: Kiểm tra phần tường 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 cốt thép ngang

Tại tiết diện bất kỳ của vách, phải gia gia cường thép đai ở hai đầu vách Do ứng suất cục bộ (ứng suất tiếp và ứng suất pháp theo phương nằm trong mặt phẳng) thường phát sinh tại hai đầu của vách (vị trí truyền lực sẽ lớn nhất, sau đó lan tỏa)

Tính toán cốt đai cho vách tương tự như tính toán cốt đai cho dầm

Kiểm tra điều kiện hạn chế:

Bêtông không bị phá hoại do ứng suất nén chính: Q max Q o  k o R bt  b h o

Khả năng chịu cắt của bêtông: Q max Q 1  k 1 R sc  b h o (với k1 = 0,8)

Nếu thoả cả hai điều kiện (1) và (2) thì chỉ cần đặt cốt đai theo cấu tạo Điều kiện chiều dài bước đai: w 2 0

Bước 7: 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:

Bố trí cốt thép cần phải tuân thủ theo “TCVN 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 đứng chọn 0.6(%)  3.5(%) (đối với động đất trung bình mạnh)

Cốt thép nằm ngang chọn không ít hơn 1/3 lượng cốt thép dọc với hàm lượng  0.4% ( đối với động đất trung bỡnh và mạnh ).Ta dựng đai ỉ10, 2 nhỏnh (n = 2)

Cần có biện pháp tăng cường tiết diện ở khu vực biên các vách cứng

Tại các góc liên kết các vách cứng với nhau phải bố trí các đai liên kết

Do môment có thể đổi chiều nên cốt thép vùng biên As = max (As nen, As keo); cốt thép vùng giữa As’

6.8.2.2 Tính toán cốt thép một trường hợp cụ thể cho vách:

Vách có kích thước bề rông: tw = 0.3 m; chiều dài vách: L = 4.1 m chạy từ tầng hầm đến tầng mái

Kết quả nội lực vách được xuất từ Etabs với vách được gán các dạng phần tử PIER

Bảng 6.27: Nội lực tính toán vách đại diện

Bê tông cấp độ bền B25 có Rb = 14.5 (MPa)

Cốt thép nhóm AIII có Rs = 365(MPa)

Giả sử vùng biên: Ll = Lr = 0.2 x 4100 = 820 mm

Chiều dài vùng giữa: Lm = L – 2Lr = 4100 – 2 x 820 = 2460 mm

Diện tích vùng biên: Ab = Lr x B= 820 x 300 = 246000 mm 2

Diện tích vùng giữa: Am = Lm x B = 2460 x 300 = 738000 mm 2

Story Pier Load P(KN) M2(KNm) M3(KNm) B (mm) L(mm) TẦNG 3 P20 COMB18

Chiều dài tính toán: L0   H 0.7 5000 3500 mm    Độ mảnh tính toán: L 0 3500 40.51 28

Diện tích cốt thép chịu kéo:

Diện tớch cốt thộp chịu kộo: bố trớ cấu tạo => Chọn 12ỉ16

Diện tích cốt thép vùng giữa:

 Bố trớ cấu tạo Chọn 28ỉ16

Vậy diện tích Bêtông vùng giữa đủ khả năng chịu lưc Do đó trong trong vùng giữa này ta bố trớ cốt thộp cấu tạo Chọn ỉ16a200 cú hàm lượng μ =0.62%

Xét đến trường hợp đổi chiều của Mômen nên ta sẽ bố trí cốt thép đối xứng ở vùng biên Đường kớnh cốt ngang: chọn ỉ = 10 mm

Bố trí đều hết cốt đai với khoảng s = 200 mm vùng giữa vách

Bố trí đều hết cốt đai với khoảng s = 100 mm vùng biên vách

Bảng 6.28: Kết quả tính toán cốt thép vách Pier7 các tầng

MAI P7 -350.72 218.47 0.01 3.6 280 30 56 CT CT 8ỉ16 16.08 168 CT CT ỉ16a200 TANG THUONG P7 -275.03 190.04 0 3.6 280 30 56 CT CT 8ỉ16 16.08 168 CT CT ỉ16a200 TANG 15 P7 -1266.5 136.24 -0.01 3.6 280 30 56 CT CT 8ỉ16 16.08 168 CT CT ỉ16a200 TANG 14 P7 -1636.08 110.83 -0.01 3.6 280 30 56 CT CT 8ỉ16 16.08 168 CT CT ỉ16a200 TANG 13 P7 -1996.62 86.57 -0.02 3.6 280 30 56 CT CT 8ỉ16 16.08 168 CT CT ỉ16a200 TANG 12 P7 -2347.94 63.61 -0.02 3.6 280 30 56 CT CT 8ỉ16 16.08 168 CT CT ỉ16a200 TANG 11 P7 -2689.29 40.67 -0.02 3.6 280 30 56 CT CT 8ỉ16 16.08 168 CT CT ỉ16a200 TANG 10 P7 -2890.05 86.34 -0.01 3.6 280 30 56 CT CT 8ỉ16 16.08 168 CT CT ỉ16a200 TANG 9 P7 -3212.38 78.42 -0.01 3.6 280 30 56 CT CT 8ỉ16 16.08 168 CT CT ỉ16a200 TANG 8 P7 -3641.19 -31.37 -0.03 3.6 280 30 56 CT CT 8ỉ16 16.08 168 CT CT ỉ16a200 TANG 7 P7 -3926.45 -62.03 -0.03 3.6 280 30 56 CT CT 8ỉ16 16.08 168 CT CT ỉ16a200 TANG 6 P7 -4190.43 -98.31 -0.03 3.6 280 30 56 CT CT 8ỉ16 16.08 168 CT CT ỉ16a200 TANG 5 P7 -4429.75 -137.04 -0.03 3.6 280 30 56 CT CT 8ỉ16 16.08 168 CT CT ỉ16a200 TANG 4 P7 -4559.49 272.62 -0.03 3.6 280 30 56 CT CT 8ỉ16 16.08 168 CT CT ỉ16a200 TANG 3 P7 -4772.11 358.89 -0.08 3.6 280 30 56 CT CT 8ỉ16 16.08 168 CT CT ỉ16a200 TANG 2 P7 -5011.46 -235.84 -0.03 5 280 30 56 CT CT 8ỉ16 16.08 168 CT CT ỉ16a200 TANG TRET P7 -5432.98 -557.55 0.04 3 280 30 56 CT CT 8ỉ16 16.08 168 CT CT ỉ16a200

Bảng 6.29: Kết quả tính toán cốt thép vách Pier20 các tầng

MAI P20 -485.75 0.24 -449.93 3.6 410 30 82 CT CT 12ỉ16 24.13 246 CT CT ỉ16a200 TANG THUONG P20 -1217.48 -0.04 -173.44 3.6 410 30 82 CT CT 12ỉ16 24.13 246 CT CT ỉ16a200 TANG 15 P20 -1868.37 -0.01 -196.85 3.6 410 30 82 CT CT 12ỉ16 24.13 246 CT CT ỉ16a200 TANG 14 P20 -2466.99 0 -209.8 3.6 410 30 82 CT CT 12ỉ16 24.13 246 CT CT ỉ16a200 TANG 13 P20 -3033.89 0 -220.5 3.6 410 30 82 CT CT 12ỉ16 24.13 246 CT CT ỉ16a200 TANG 12 P20 -3549.43 -0.01 -229.87 3.6 410 30 82 CT CT 12ỉ16 24.13 246 CT CT ỉ16a200 TANG 11 P20 -4039.61 -0.03 -229.67 3.6 410 30 82 CT CT 12ỉ16 24.13 246 CT CT ỉ16a200 TANG 10 P20 -4533.84 -0.04 -234.1 3.6 410 30 82 CT CT 12ỉ16 24.13 246 CT CT ỉ16a200 TANG 9 P20 -5007.22 -0.05 -238.27 3.6 410 30 82 CT CT 12ỉ16 24.13 246 CT CT ỉ16a200 TANG 8 P20 -5448.91 -0.06 -240.55 3.6 410 30 82 CT CT 12ỉ16 24.13 246 CT CT ỉ16a200 TANG 7 P20 -5411.01 579.22 -13.91 3.6 410 30 82 CT CT 12ỉ16 24.13 246 CT CT ỉ16a200 TANG 6 P20 -6334.34 -482.97 44.2 3.6 410 30 82 CT CT 12ỉ16 24.13 246 CT CT ỉ16a200 TANG 5 P20 -7030.42 569.22 64.86 3.6 410 30 82 CT CT 12ỉ16 24.13 246 CT CT ỉ16a200 TANG 4 P20 -7758.95 -671.49 87.04 3.6 410 30 82 CT CT 12ỉ16 24.13 246 CT CT ỉ16a200 TANG 3 P20 -8518.03 -778.21 94.16 3.6 410 30 82 CT CT 12ỉ16 24.13 246 CT CT ỉ16a200 TANG 2 P20 -10592.79 0.36 175.62 5 410 30 82 CT CT 12ỉ16 24.13 246 CT CT ỉ16a200 TANG TRET P20 -10600.8 -0.3 -239.3 3 410 30 82 CT CT 12ỉ16 24.13 246 CT CT ỉ16a200

 Bản vẽ bố trí thép dầm (KC 08).

TÍNH TOÁN - THIẾT KẾ MÓNG

Giới thiệu móng 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 Trong điều kiện thi công cho phép, có thể mở rộng đáy cọc với các hình dạng khác nhau như các nước phát triển đã thử nghiệm

Theo tổng kết sơ bộ, đối với những công trình là nhà cao tầng không lớn lắm (dưới 12 tầng), kinh phí xây dựng nền móng thuờng lớn hơn 2-2.5 lần khi so sánh với các cọc ép 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.

Sơ bộ chiều cao đài cọc

Chọn chiều cao đài móng dự kiến hđ =2m

Chiều sâu đặt đáy đài tính từ cao độ 0.000 là -3.500 m.

Cấu tạo và kích thước cọc

Để chọn đường kính cọc và chiều sâu mũi thích hợp nhất cho điều kiện địa chất và tải trọng công trình Trong đồ án sinh viên chọn đường kính cọc D = 800 mm phù hợp với điều kiện đất nền và khả năng thi công cọc khoan nhồi hiện nay

+ Đỉnh cọc nằm ở cao trình -2.8 m (so với cao độ 0.00)

+ Mũi cọc nằm ở cao trình -57.8 m (so với cao độ 0.00)

+ Chiều dài đầu cọc đập vỡ 0.55 m và 0.15 m ngàm vào đài

+ Cốt thép trong cọc: Cọc chịu tải ngang hàm lượng cốt thép trong cọc khoan nhồi chọn sơ bộ theo hàm lượng   0.4%

+ As  0.4% Ac  20.12 (cm2),chọn 20ỉ22 cú As = 7603(cm 2 )

7.3.3.1 Theo cường độ vật liệu:

Sức chịu tải vật liệu làm cọc tính theo công thức:

 '  vl cb cb b b sc sc

R    R A R A γcb = 0.85 - Hệ số điều kiện làm việc của bê tông (TCVN 10304-2012) γcb’ = 0.7 - Hệ số kể đến điều kiện thi công (TCVN 10304-2012)

 hệ số kể đến ảnh hưởng uốn dọc phụ thuộc vào l 1

Xác định chiều dài làm việc của cọc: (theo điều 7.1.8-TCVN 10304-2014)

 Giá trị sức chịu tải:

Sức chịu tải vật liệu làm cọc tính theo công thức:

 '  vl cb cb b b sc sc

Xác định chiều dài làm việc của cọc: (theo điều 7.1.8-TCVN 10304-2014)

  γc = 3 – Hệ số điều kiện làm việc bp = D + 1 = 1.8 m (Đối với cọc có D 0.8 m)

E = Eb = 32.5E6 kPa - Mô đun vật liệu làm cọc

I = 0.05 x D 4 = 0.0205 m 4 Moment quán tính tiết diện ngang cọc k000 kN/m 4 – Hệ số tỷ lệ phụ thuộc vào đất bao quanh cọc (Tra bảng A.1

Xác định độ mảnh của cọc: 4.95 6.2   28 1

Vậy sức chịu tải của vật liệu làm cọc là:

1 0.85 0.7 17 0.503 10 365 7603 10 7863 vl cb cb b b sc sc

7.3.3.2 Theo chỉ tiêu cơ lý của đất nền: (Theo TCVN 10304 : 2014)

Theo chỉ tiêu cơ lí của đất nền (Mục 7.2.3, TCVN 10304 : 2014)

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

cq:hệ số điều kiện làm việc dưới mũi cọc (cq = 1)

cf = 0.7 tra bảng 5 TCVN 10304-2014 (Chú thích cọc khoan nhồi đường kính lớn) qp: cường độ sức kháng của đất dưới mũi cọc (vì mũi cọc cắm vào lớp đất rời nên ta xác định theo mục 7.2.3.2, TCVN 10304-2014)

Cường độ sức kháng của đất dưới mũi cọc qp được xác định như sau:

Theo mục 7.2.3.2, TCVN 10304-2014 ta được:

Cường độ tính toán của đất ở mũi cọc : (với φ’ = 23 o 43’)

Sức chịu tải cực hạn do mũi cọc:

Qp = cb qp Ab = 1×1115×0.503 = 561 kN Xác định cffili ( Đất nền chia thành các lớp đồng chất không quá 2m) ta có được bảng sau:

Bảng 7.2: Bảng xác định sức kháng theo chỉ tiêu cơ lý của đất nền

Tên lớp Độ dày l i Độ sâu lớp Độ sâu trung bình Z (m) Độ sệt  cf  f i

(kN/m) đất lớp đất (m) phân tố I l

2B Đất bụi đàn hồi, cứng 7.8

Sức chịu tải cực hạn do ma sát thành cọc :

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

7.3.3.3 Theo chỉ tiêu cường độ đất nền: (Theo TCVN 10304 : 2014)

Sức chịu tải cực hạn của cọc theo chỉ tiêu cường độ đất nền được xác định theo công thức sau (Theo phụ lục G, TCVN 10304 : 2014):

Xác định sức kháng mũi cọc qb:

Xác định cường độ sức kháng trung bình trên thân cọc của lớp đất thứ i fi

+ Đối với đất rời f = i k i  v z ' , tg i

N c , N ' p : hệ số sức chịu tải của đất dưới mũi cọc

Với φ’ = 23 o 43’, ta tra bảng Vesic:N c ' = 18.96,N q ' = 8.42

' q  ,p là áp lực hữu hiệu tại lớp phủ tại cao trình mũi cọc ( có trị số bằng ứng suất pháp hiệu quả theo phương đứng do đất gây ra tại cao trình mũi cọc)

Bảng 7.3: Áp lực hữu hiệu tại lớp phủ cao trình mũi cọc

Xác định cường độ sức kháng trung bình trên thân cọc của lớp đất thứ i fi:

+ Đối với đất rời f = i k i  v z ' , tg i

Bảng 7.4: Bảng xác định sức kháng ma sát theo chỉ tiêu cường độ đất nền

C u,i  f si f si l i m m kN/m 3 kN/m 2 kN/m 2 kN/m 2 kN/m

Sức chịu tải cực hạn của cọc theo chỉ tiêu cường độ đất nền được xác định

7.3.3.4 Xác định sức chịu tải của cọc theo SPT:

Công thức của Viện kiến trúc Nhật Bản (1988)

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

Khi mũi cọc nằm trong đất rời qp = 300Np cho cọc đóng ép và qp = 150Np cho cọc khoan nhồi

Khi mũi cọc nằm trong đất dính qp = 9Cu cho cọc đóng và qp = 6 Cu cho cọc khoan nhồi

Cường độ sức kháng trung bình trên đoạn cọc nằm trên lớp đất rời thứ i : , 10 ,

Cường độ sức kháng trung bình trên đoạn cọc nằm trên lớp đất dính thứ i : c, i p L u i , f  f c

Chỉ số SPT Np được xác định là giá trị trung bình trong khoảng 1d trên mũi cọc và 4d dưới mũi cọc :

Với p tra biểu đồ hình G.2 phụ lục G TCVN 10304 :2014 fL đối với cọc khoan nhồi lấy bằng 1

Bảng 7.5: Bảng xác định sức kháng ma sát theo thí nghiệm SPT

Xác định sức chịu tải của cọc D800

Bảng 7.6: Sức chịu tải cực hạn của cọc

Chi tiêu tính toán Kết quả sức tải kN

Theo cường độ đất nền 9585

Theo cơ lý đất nền 5491

Vậy sức chịu tải của cọc:

- Hệ số tin cậy của đất nền γk phụ thuộc vào số lượng cọc trong 1 móng Do đó sẽ dự kiến ,thay đổi sao cho phù hợp với giá trị lực dọc và số lượng móng bố trí:

Bảng 7.7: Sức chịu tải thiết kế cọc

Sức chịu tải đề xuất Rc,d theo nhóm cọc - L = 55m

Số lượng cọc trong móng 1÷5 6÷10 11÷20 ≥ 21

Sức chịu tải thiết kế Q tk (T) 3130 3320 3540 3920

Thiết kế móng cọc khoan nhồi M5 (cột biên)

(Một số combo có lớn hơn 2 giá trị gần bằng với giá trị max nên rút gọn ta chỉ cần lấy 3 combo có đủ các trường hợp nội lực lớn nhất)

Bảng 7.8: Phản lực chân cột móng M5

Story Point Load FX FY FZ MX MY MZ

BASE 266 COMB7 28.54 38.08 1406.21 -12.395 31.562 -0.034 BASE 266 COMB6 31.12 -0.01 1390.81 0.058 32.677 -0.016 BASE 266 COMB4 18.48 147.51 1236.17 -48.175 19.56 -0.075

M 32.677 31.12 1.5 79.36 ( ) tt tt tt tt tt x x y d tt tt tt y y x d

66.13 1.2 1.2 t tt tc x x tt tc y y t tc N

7.3.5.2 Xác định số lượng cọc và bố trí:

Lực dọc lớn nhất tác dụng lên móng M1: Ntt = 1511.81 (kN)

Sơ bộ xác định số cọc như sau:

Kích thước đài cọc và bố trí như sau:

Chọn chiều cao đài sơ bộ : hđ = 1.5m

Khoảng cách từ cọc đến mép ngoài bằng 800mm

Hình 7.3: Mặt bằng bố trí móng cọc M5 7.3.5.3 Kiểm tra tải trọng tác dụng lên cọc:

 Kiểm tra phản lực đầu cọc:

Trọng lượng tính toán của đài :

Lực dọc tính toán tại đáy đài:  N tt N 0 tt W06.21+105.611.811kN Moment tính toán tại đáy đài : tt tt tt x 0x oy d

Tải trọng tác dụng lên cọc được xác định theo công thức :

 n   Điều kiện kiểm tra : 0P tt Q a tk  3130(kN)

Kết luận: Phản lực đầu cọc đạt yêu cầu

7.3.5.4 Kiểm tra nền dưới đáy móng quy ước: (Tính theo TTGH II)

 Xác định khối móng quy ước (mục 7.4.4 TCVN 10304 – 2014) h f II,tb /4

Hình 7.4: Ranh giới khối móng quy ước móng M5

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

     Chiều dài đoạn mở rộng: tan 4 tb aL coc   3.8 m Chiều dài, chiều rộng và chiều cao của đáy khối móng quy ước:

 Áp lực tiêu chuẩn ở đáy khối móng quy ước:

Tải trọng tiêu chuẩn tác dụng lên khối móng quy ước

66.13 1.2 1.2 t tt tc x x tt tc y y t tc N

Trọng lượng khối móng quy ước:

Trọng lượng của cọc và đài cọc

 –  (9.2 9.2 56.3 223.47 8.65 3) 9286.24   đat qu qu i coc đài tb

W W  W    kN Độ lệch tâm qu

 Bỏ qua ảnh hưởng của moment Áp lực tiêu chuẩn ở đáy khối móng quy ước: tc qu tc 2 tb qu

 Khả năng chịu tải của nền dưới khối móng quy ước:

Sức chịu tải tiêu chuẩn của đất nền dưới đáy móng – theo TCVN 9362:2012

( h )0 tc II II II II tc m m

 m1 và m2 lần lượt là hệ số điều kiện làm việc của đất nền và hệ số điều kiện làm việc của nhà hoặc công trình có tác dụng qua lại với nền, tra Bảng 15 theo Điều 4.6.10 TCVN 9462:2012, cát bụi no nướcm =1.1, m =1 1 2

 ktc là hệ số tin cậy tra theo Điều 4.6.11 TCVN 9362:2012, các đặc trưng tính toán lấy trực tiếp từ các bảng thống kê k =1 tc

 A, B và D là các hệ số không thứ nguyên lấy theo Bảng 14 phụ thuộc vào trị tính toán của góc ma sát trong φ II 23 43 o ' A=0.704, B=3.809, D=6.392.

 B = 8.8m là cạnh bé (bề rộng) của đáy móng (m)

 h là chiều cao của khối móng quy ước, h = 57.8m

 γ II là dung trọng lớp đất từ đáy khối móng quy ước trở xuống, vì lớp dưới mực nước ngầm nên γ 6 (kN/m ) II 3

 γ là trị trung bình (theo từng lớp) của trọng lượng thể tích đất nằm phía trên ' II độ sâu đặt móng, γ =8.65 (kN/m ) ' II 3

 ho = h-htd là chiều sâu đến nền tầng hầm

 htd là chiều sâu đặt móng tính đổi kể từ nền tầng hầm bên trong nhà có tầng hầm, tính theo: td 1 2 kc '

 h1 là chiều dày lớp đất ở trên đáy móng, h1 = 56.3m

 h2 là chiều dày của kết cấu sàn tầng hầm, h2 = 0.25m

 γ kc là trọng lượng thể tích của kết cấu sàn tầng hầm, γ % (kN/m ) kc 3

Ta có:  tb tc 545.05 kN m/ 2  R tc 2221.01kN m/ 2

Kết luận : Nền đất dưới khối móng quy ước thỏa điểu kiện về ổn định

7.3.5.5 Kiểm tra lún của khối móng quy ước: Áp lực bản thân đất nền của đáy khối móng quy ước:

      Ứng suất gây lún ở đáy khối móng quy ước:

545.05 – 487 58.05 / 2 gl tb bt o tc o kN m

Kết luận: Khối móng quy ước thõa độ lún.

7.3.5.6 Kiểm tra điều kiện xuyên thủng:

Kiểm tra xuyên thủng theo mục 6.2.4.5 TCVN 5574-2012:

Trong đó: F là lực xuyên thủng α =1: lấy với bê tông nặng um là giá trị trung bình của chu vi đáy trên và đáy dưới tháp xuyên thủng hình thành khi bị nén, trong phạm vi chiều cao của tiết diện. Theo điều kiện đài tuyệt đối cứng:

Với h0: chiều cao làm việc của đài cọc

Bd & Ld: chiều rộng và chiều dài đài bc & hc: chiều rộng và chiều dài cột

 Thỏa điều kiện đài tuyệt đối cứng

Hình 7.5: Mặt cắt tháp chọc thủng móng M5

Kết luận: Thõa điều kiện xuyện thủng

7.3.5.7 Kiểm tra ổn định phản lực đầu cọc trong safe:

 Tính độ cứng của cọc đơn:

Xem cọc như 1 lò xo, ta xác định độ cứng của lò xo dựa vào tỷ số giữa tải trọng tác dụng gây ra độ lún theo công thức : k = c P=R cd = 3130 0139.8(kN/m) s s 0.0184

 s là độ lún của cọc được tính theo công thức B.1 TCVN 10304-2014

 Kiểm tra phản lực đầu cọc trong safe:

Hình 7.6: Mặt bằng bố trí cọc và đài móng M5

Hình 7.7: Phản lực đầu cọc móng M5 do tổ hợp COMB7 Bảng 7.9: Bảng kết quả phản lực đầu cọc lớn nhất móng M5

TABLE: Nodal Reactions Node Point OutputCase CaseType Fx Fy Fz Mx My Mz

Text Text Text Text kN kN kN kNm kNm kN-m

Kiểm tra điều kiện: imax a imin

7.3.5.8 Tính toán thép cho đài cọc:

Sử dụng phần mềm SAFE để tính toán cốt thép cho đài móng

Hình 7.8: Moment theo phương X móng M5

Hình 7.9: Moment theo phương Y móng M5

Bảng 7.10: Kết quả nội lực đài móng theo 2 phương móng M5

Giả thiết a = 120 mm ho = h – a Áp dụng công thức tính toán:

Bảng 7.11: Bảng tính thép theo phương X,Y móng M5

(mm)  As(mm 2 ) à% Chọn thộp As chọn

Thiết kế móng cọc khoan nhồi M6

BASE 268 COMB1 5.44 0.02 11049.7 -0.02 5.123 0 BASE 268 COMB18 22.02 5.23 9936.09 1.423 15.04 0 BASE 268 COMB4 4.7 27.79 9413.15 -7.089 4.426 0

1 tt tt tt x 0x oy d tt tt tt y 0y ox d

49.23 1.2 1 2. t tt tc x x tt tc y y t tc N

Lực dọc lớn nhất tác dụng lên móng M1: Ntt = 12457.7 kN

Giảm chiều dài cọc xuống 55 m, Qtk = 3130 (kN)

Số hàng cọc: m = 3 ; Số cọc trong 1 hàng n = 2 cọc

Khoảng cách giữa 2 cọc theo phương X : 2.4m

Khoảng cách giữa 2 cọc theo phương Y : 2.4m

Khoảng cách từ mép cọc tới mép đài : 0.8 m

Chiều dài đài cọc theo phương X: Bđ = 4m

Chiều dài đài cọc theo phương Y: Lđ = 6.4m

Chiều cao đài cọc : Hđ = 2 m = Df

Chọn kích thước đài cọc và bố trí như sau:

Hình 7.10: Mặt bằng móng M6 7.3.6.3 Kiểm tra tải trọng tác dụng lên cọc:

Trọng lượng tính toán của đài:

Lực dọc tính toán tại đáy đài :  N tt N 0 tt W049.7+1408457.7kN Moment tính toán tại đáy đài : tt tt tt x 0x oy d

7.3.6.4 Kiểm tra sự làm việc nhóm của cọc:

Kiểm tra hệ số nhóm cọc :

Sức chịu tải của nhóm cọc :

Kết luận: Cọc làm việc nhóm đảm bảo sức chịu tải

7.3.6.5 Kiểm tra nền dưới đáy móng quy ước: ( Tính theo TTGH II )

 Xác định khối móng quy ước ( mục 7.4.4 TCVN 10304 – 2014) h f II,tb /4

Hình 7.11: Ranh giới móng quy ước móng M6

     Chiều dài đoạn mở rộng: tan 4 tb a  L coc    

  3.8 m Chiều dài, chiều rộng và chiều cao của đáy khối móng quy ước:

 Kiểm tra áp lực đáy khối móng quy ước :

Tải trọng tiêu chuẩn tác dụng lên khối móng quy ước :

Trọng lượng của cọc và đài cọc

 –  8026.13 78.49 8.65 68747.0( ) 9   đat qu qu i coc đài tb

W W   W    kN Độ lệch tâm: qu

 Bỏ qua ảnh hưởng của moment Áp lực tiêu chuẩn ở đáy khối móng quy ước: tc tc qu 2 tb qu

7.3.6.6 Kiểm tra lún của khối móng quy ước:

 Áp lực bản thân đất nền của đáy khối móng quy ước:

568.82 – 487 81.82 / 2 gl tb bt o tc o kN m

Ta có σo bt = 568.82 kN/m 2 ≥5σ n gl=5×81.82@9.1 kN/m 2

Kết luận : Khối móng quy ước thõa độ lún quy ước

 Kiểm tra phản lực đầu cọc trong safe :

Hình 7.13: Phản lực đầu cọc móng M6 do tổ hợp COMB1 Bảng 7.13: Bảng kết quả phản lực đầu cọc lớn nhất móng M6

Công thức chung xác định lực chống xuyên theo mục 6.2.5.4 TCVN 5574-2012 o cx bt m o

Vì chiều cao đài 2m nên tháp xuyên thủng phủ hết các đầu cọc Do đó ta cần kiểm tra theo điều kiện hạn chế

Lực xuyên thủng Fxt = 2Pmax = 4150.25 (kN) < Fcx= 5849.36 (kN)

 Tính toán thép bằng phần mềm safe:

Hình 7.16: Moment theo phương Y móng M6 Bảng 7.14: Kết quả nội lực đài móng theo 2 phương móng M6

BASE 231 COMB25 -26.49 -23.04 6567.97 11.531 -23.228 0 BASE 231 COMB7 -29.57 -5.43 6399.41 4.999 -25.24 0 BASE 231 COMB4 -12.25 31.4 5660.46 -13.521 -11.762 0 BASE 394 COMB23 -26.5 23.06 6567.86 -11.536 -23.237 0 BASE 394 COMB7 -29.58 5.43 6399.32 -5.023 -25.249 0 BASE 394 COMB8 -19.39 30.61 6327.31 -14.33 -18.613 0

1 2 tt tt tt x 0x oy d tt tt tt y 0y ox d

Khoảng cách giữa 2 cọc theo phương X : 2.4m; Khoảng cách giữa 2 cọc theo phương

Chiều dài đài cọc theo phương X: Bđ = 4m

Chiều dài đài cọc theo phương Y: Lđ = 6.4m

 Kiểm tra phản lực đầu cọc

Lực dọc tính toán tại đáy đài :  N tt N 1 tt N 2 tt W543.83kN

Moment tính toán tại đáy đài : tt tt tt x 0x oy d

     mn              Kiểm tra hệ số nhóm cọc :

 Kiểm tra áp lực đáy khối móng quy ước:

Tải trọng tiêu chuẩn tác dụng lên khối móng quy ước:

Trọng lượng của cọc và đài cọc:

581.01– 487 94.01 / 2 gl tb bt o tc o kN m

Ta có σo bt = 581.01 kN/m 2 ≥5σ n gl=5×94.01G0.05 kN/m 2

Kết luận: Khối móng quy ước thõa độ lún quy ước

Hình 7.20: Phản lực đầu cọc móng M7 do tổ hợp COMB1

Bảng 7.17: Bảng kết quả phản lực đầu cọc lớn nhất móng M7

Vì chiều cao đài 2m nên tháp xuyên thủng phủ hết các đầu cọc Do đó ta cần kiểm tra theo điều kiện hạn chế (tính xuyên thủng đến mép cọc)

Lực xuyên thủng Fxt = 2Pmax = 4863.8 (kN) < Fcx= 7424.19 (kN)

Hình 7.23: Moment theo phương Y móng M7 Bảng 7.18: Kết quả nội lực đài móng theo 2 phương móng M7

BASE 147 COMB25 -14.18 -18.31 9928.68 5.211 -9.558 0 BASE 147 COMB7 -19.25 -0.62 9828.1 0.565 -12.701 0 BASE 147 COMB4 -2.6 28.36 8295.46 -7.632 -2.448 0

1 tt tt tt x 0x oy d tt tt tt y 0y ox d

Chiều dài đài cọc theo phương X: Lđ = 4m

Chiều dài đài cọc theo phương Y: Bđ = 4m

Lực dọc tính toán tại đáy đài :  N tt N 0 tt W28.68+880808.68kN Moment tính toán tại đáy đài : tt tt tt x 0x oy d

Sức chịu tải của nhóm cọc :

 Kiểm tra áp lực đáy khối móng quy ước:

Tải trọng tiêu chuẩn tác dụng lên khối móng quy ước :

572.53 – 487 85.53 / 2 gl tb bt o tc o kN m

Ta có σo bt = 572.53 kN/m 2 ≥5σ n gl=5×85.53B7.65 kN/m 2

Kết luận: Khối móng quy ước thõa độ lún quy ước

Kiểm tra xuyên thủng theo mục 6.2.4.5 TCVN 5574-2012:

Trong đó: F là lực xuyên thủng α =1: lấy với bê tông nặng um là giá trị trung bình của chu vi đáy trên và đáy dưới tháp xuyên thủng hình thành khi bị nén, trong phạm vi chiều cao của tiết diện. Theo điều kiện đài tuyệt đối cứng:

Với h0: chiều cao làm việc của đài cọc

Bd & Ld: chiều rộng và chiều dài đài bc & hc: chiều rộng và chiều dài cột

 Thỏa điều kiện đài tuyệt đối cứng

Hình 7.26: Mặt cắt tháp chọc thủng M8

Hình 7.28: Phản lực đầu cọc móng M8 do tổ hợp COMB25

Kết luận: Phản lực đầu cọc đạt yêu cầu.

Bảng 7.22: Kết quả nội lực đài móng theo 2 phương móng M8

Thiết kế móng lõi thang M10

2 tt tc tt tc x x tt tc x y

Lực dọc lớn nhất tác dụng lên móng M10: N tt = 61747 kN

Chiều dài đài cọc theo phương X: Lđ = 13.6m

Chiều dài đài cọc theo phương Y: Bđ = 8.8m

Hình 7.31: Mặt bằng bố trí móng M10

Sức chịu tải của nhóm cọc: c tk

Kiểm tra hệ số nhóm cọc:

Sức chịu tải của nhóm cọc:

 Xác định khối móng quy ước ( mục 7.4.4 TCVN 10304 – 2014) h f II,tb /4 a A(A')

Kiểm tra áp lực đáy khối móng quy ước

Tải trọng tiêu chuẩn tác dụng lên khối móng quy ước:

 –  133530.8   đat qu qu i coc đài tb

  Áp lực tiêu chuẩn ở đáy khối móng quy ước: qu 2 max

1 709.43 / tc tc x y qu qu qu qu

1 559.19 / tc tc x y qu qu qu qu

2 2 tc tc tc tb   kN m

 m1 và m2 lần lượt là hệ số điều kiện làm việc của đất nền và hệ số điều kiện làm việc của nhà hoặc công trình có tác dụng qua lại với nền, tra Bảng 15 theo Điều 4.6.10 TCVN 9462:2012, cát bụi no nướcm =1.1, m =1 1 2

 ktc là hệ số tin cậy tra theo Điều 4.6.11 TCVN 9362:2012, các đặc trưng tính toán lấy trực tiếp từ các bảng thống kê k =1 tc

 A, B và D là các hệ số không thứ nguyên lấy theo Bảng 14 phụ thuộc vào trị tính toán của góc ma sát trong φ II 23 43 o ' A=0.704, B=3.809, D=6.392.

 B = 8.8m là cạnh bé (bề rộng) của đáy móng (m)

 h là chiều cao của khối móng quy ước, h = 57.8m

 γ II là dung trọng lớp đất từ đáy khối móng quy ước trở xuống, vì lớp dưới mực nước ngầm nên γ 6 (kN/m ) II 3

 γ là trị trung bình (theo từng lớp) của trọng lượng thể tích đất nằm phía trên ' II độ sâu đặt móng, γ =8.65 (kN/m ) ' II 3

 c II là giá trị lực dính đơn vị nằm trực tiếp dưới đáy móng, c =9 (kN/m ) II 2

 ho = h-htd là chiều sâu đến nền tầng hầm

 htd là chiều sâu đặt móng tính đổi kể từ nền tầng hầm bên trong nhà có tầng hầm, tính theo: td 1 2 kc '

 h1 là chiều dày lớp đất ở trên đáy móng, h1 = 56.3m

 h2 là chiều dày của kết cấu sàn tầng hầm, h2 = 0.25m

 γ kc là trọng lượng thể tích của kết cấu sàn tầng hầm, γ % (kN/m ) kc 3

634.3 / 2221.01 / tc tc tc tc tc tb kN m R kN m kN m kN m R kN m

 Tính độ lún móng khối quy ước: Độ lún ổn định của nền có thể tính theo 2 phương pháp: phương pháp cộng lún các lớp phân tố và phương pháp lớp biến dạng tuyến tính Đối với móng của công trình, đất dưới móng khối quy ước có modun biến dạng

E7178.1 MPa 10 MPa , nên sinh viên tiến hành kiểm tra lún cho móng khối quy ước theo phương pháp cộng lún các lớp phân tố

      bt bt o (i-1) i i σ =σ +γ ×h Ứng suất gây lún ở đáy khối móng quy ước: gl tb bt 2 o tc o σ =σ - σ = 634.3–4877.3 kN/m gl gl o oi (i-1) σ =k ×σ , Trong đó:

: hệ số tra bảng C.1, TCVN 9362:2012, phụ thuộc vào tỉ số L

Chia lớp phân tố: Đất nền được chia thành các lớp đồng nhất với chiều dày thỏa điều kiện:

Phía dưới móng khối là lớp sét đồng chất, chia lớp thành từng lớp 0.85m Áp dụng công thức tính biến dạng đứng của lớp thứ i: i 1i 2i i

 Độ lún của móng là tổng các độ biến dạng đứng của các phân tố: n i i 1

Theo phụ lục E TCVN 10304-2014, kết cấu khung bê tông cốt thép cần không chế lún theo 2 điều kiện:

+ Độ lún tuyệt đối lớn nhất với: Sgh 10 cm 

+ Độ lún lệch tương đối với: Sgh 0.002 cm 

+ Độ sâu z trong Bảng 6.7 là độ sâu so với đáy khối móng quy ước

+ Độ sâu dừng tính lún tại vị trí thõa điều kiện : (đối với đất nền có modun biến dạng

E ≥ 5MPa) : gl zi bt zi

Hình 7.33: Biểu đồ nén lún e-p lớp đất 5 y = 6E-08x 2 - 0.0002x + 0.4895

Hệ số r ỗn g e Áp lực P(kPa)

Hình 7.34: Biểu đồ nén lún e-p lớp đất 6 y = 3E-08x 2 - 9E-05x + 0.6292

Hệ số r ỗn g e Áp lực P(kPa)

Bảng 7.25: Bảng tính lún móng M10

     Thõa tính lún Điểm Độ sâu z L qu /2 B qu /2

L qu /B qu 2Z/B qu k 0 σ zi gl σ zi bt Δσ zi gl Δσ 1i bt σ 2i e 1i e 2i S i σ zi gl /σ zi bt

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

 Tính độ cứng của cọc đơn :

Xem cọc như 1 lò xo, ta xác định độ cứng của lò xo dựa vào tỷ số giữa tải trọng tác dụng gây ra độ lún theo công thức : k = c P=R cd = 39206666.67(kN/m) s s 0.021

 P là sức chịu tải của 1 cọc

 s là độ lún của cọc được tính theo công thức B.1 TCVN 10304-2014

Kiểm tra điều kiện: imax a imin 40.989

Hình 7.37: Mặt bằng tháp chọc thủng móng M10 góc 45 o

Fcx: Là lực chống xuyên thủng;

: Là hệ số, bê tông nặng lấy bằng 1; bê tông hạt nhỏ 0.85; bê tông nhẹ 0.8;

Rbt là cường độ chịu cắt của bê tông, dùng bê tông B30  Rbt = 1.2 MPa; um: Là chu vi trung bình của mặt nghiêng xuyên thủng; ho: Là chiều cao làm việc của đài; c: Là chiều dài hình chiếu mặt bên tháp xuyên thủng lên phương ngang;

Vì chiều cao đài 2m nên tháp xuyên thủng phủ hết các đầu cọc Do đó ta cần kiểm tra theo điều kiện hạn chế Xem hệ vách như một cột cứng, do đó kiểm tra xuyên thủng do các hàng cọc biên gây ra

Lực xuyên thủng Fxt = 5Pmax = 6  3304.667= 19828.00 (kN) < Fcx= 43328.85 (kN)

Lực xuyên thủng Fxt=5Pmax=4  3304.667= 13218.67 (kN) < Fcx = 34119.69 (kN)

Kết luận: Điều kiện chống xuyên thủng được đảm bảo

7.3.9.8 Tính toán thép cho đài cọc:

Hình 7.38: Moment trong đài móng theo phương X móng M10

Hình 7.39: Moment trong đài móng theo phương Y móng M10 Bảng 7.27: Kết quả nội lực đài móng theo 2 phương móng M10

CSA7 2 Before BAO Combination 1111.12 -854.90 120.41 1576.62 0.8 CSB4 2.35 Before BAO Combination 226.58 -1523.85 -131.75 2129.60 0.8 CSA2 8 Before BAO Combination -1608.64 82.55 -144.15 -326.57 0.8 CSB8 0.8 Before BAO Combination -14.996 126.18 90.43 -163.25 0.8

Bảng 7.28: Tính thép theo phương X,Y móng M10

 Bản vẽ bố trí thép móng (KC 09, 10).

Tiêu đề	Thiết Kế Chung Cư An Dương Vương
Tác giả	Nguyễn Đặng Tín
Người hướng dẫn	TS. Phạm Đức Thiện
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	2018
Thành phố	Tp. Hồ Chí Minh

Định dạng
Số trang	184
Dung lượng	9,13 MB

Thiết kế chung cư An Dương Vương: Đồ án tốt nghiệp ngành Công nghệ kỹ thuật công trình xây dựng

KIẾN TRÚC

TỔNG QUAN VỀ KIẾN TRÚC

PHÂN KHU CHỨC NĂNG

CÁC GIẢI PHÁP KĨ THUẬT CHUNG

NGUYÊN TẮC TÍNH TOÁN KẾT CẤU BÊ TÔNG CỐT THÉP

NGUYÊN TẮC TÍNH TOÁN TẢI TRỌNG TÁC DỤNG

CƠ SỞ TÍNH TOÁN

THIẾT KẾ KẾT CẤU SÀN DẦM

MẶT BẰNG SÀN

SƠ BỘ TIẾT DIỆN

TẢI TRỌNG

TÍNH TOÁN VÀ BỐ TRÍ CỐT THÉP CHO SÀN TẦNG ĐIỂN HÌNH

THIẾT KẾ SÀN PHẲNG

MẶT BẰNG SÀN

SƠ BỘ TIẾT DIỆN

TẢI TRỌNG

TÍNH TOÁN VÀ BỐ TRÍ CỐT THÉP CHO SÀN TẦNG ĐIỂN HÌNH

TÍNH TOÁN - THIẾT KẾ CẦU THANG

CẤU TẠO CẦU THANG

TẢI TRỌNG

SƠ ĐỒ TÍNH VÀ NỘI LỰC

TÍNH TOÁN BỐ TRÍ CỐT THÉP

TÍNH TOÁN DẦM THANG (DẦM CHIẾU NGHỈ)

TÍNH TOÁN - THIẾT KẾ BỂ NƯỚC

SƠ BỘ KÍCH THƯỚC BỂ NƯỚC

THÔNG SỐ BAN ĐẦU

TẢI TRỌNG

MÔ HÌNH BỂ NƯỚC MÁI

TÍNH TOÁN - THIẾT KẾ HỆ KHUNG

TỔNG QUAN VỀ KHUNG VÀ VÁCH NHÀ CAO TẦNG

VẬT LIỆU SỬ DỤNG

CHỌN SƠ BỘ KÍCH THƯỚC

TÍNH TOÁN TẢI TRỌNG

TÍNH TOÁN VÁCH CỨNG KHUNG TRỤC C VÀ 3’

TÍNH TOÁN - THIẾT KẾ MÓNG

Giới thiệu móng cọc khoan nhồi

Sơ bộ chiều cao đài cọc

Cấu tạo và kích thước cọc

Xác định sức chịu tải của cọc D800

Thiết kế móng cọc khoan nhồi M5 (cột biên)

Thiết kế móng cọc khoan nhồi M6

Thiết kế móng cọc khoan nhồi M7

Thiết kế móng cọc khoan nhồi M8

Thiết kế móng lõi thang M10