Thao dien pearl building

KIẾN TRÚC

NHU CẦU SỬ DỤNG

- Thế kỉ 21 , thời kì phát triển vượt bậc của khoa học , công nghệ thông tin và một nền kinh tế phát triển Đi đôi với việc đó là sự gia tăng dân số một cách bùng nổ Theo các cuộc khảo sát thì dân số thế giới tính đến năm 2023 là 8 tỷ người , riêng VIỆT NAM là 99 triệu người và chỉ riêng TPHCM là đã 9.5 triệu người chiếm 10% dân số cả nước dẫn tới việc đất đai nhà ít so với nhu cầu của người dân gây ra việc bất động sản bị đội giá rất cao Để giải quyết vấn đề này giải pháp tối ưu nhất hiện nay đó nhà cao tầng với nhiều chức năng và giải phóng không gian một cách triệt để Công Trình THẢO ĐIỀN PEARL là một trong số những giải pháp

TỔNG QUAN VỀ CÔNG TRÌNH

- Tọa lạc tại khu dân cư THẢO ĐIỀN , Quận 2 một ví trí nổi tiếng có giá nhà rất đắt

- Giáp đường SONG HÀNH và xa lộ HÀ NỘI , cách cầu SÀI GÒN 1 chưa tới 1km

- Nằm sát trục đường chính của thành phố , thuận tiện cho việc đi lại giữa các quận 1 , 9 , Bình Thạnh và Thủ Đức

1.2.2/ QUY MÔ XÂY DỰNG VÀ CÔNG NĂNG CÔNG TRÌNH

1.2.2.1/ GIẢI PHÁP MẶT BẰNG TỔNG QUÁT

- Mặt Bằng tận dụng rất vị trí góc đường để tạo ra 2 mặt tiền cho công trình Cùng với đó là giải pháp mặt bằng để đậu xe với 1 tầng hầm đáp ứng nhu cầu của khách hang khi mua nhà

1.2.2.2/ GIẢI PHÁP MẶT BẰNG SỬ DỤNG

- Công trình được xây dựng với tổng diện tích 11457m2 đáp ứng nhu cầu nhà ở cho công dân

- Công trình có 20 tầng và 1 hầm

- Các căn hộ với các diện tích phải chăng từ 97m2 dến 137m2

- Tầng 1 và 2 thì được sử dụng làm TTTM và giải trí cho công dần và các tầng còn lại được sử dụng để làm căn hộ nhà ở hoặc làm văn phòng cho thuê

- các tầng điển hình đều có chiều cao 3.5m rất thông thoáng ngoài ra còn có tầng áp mái và tầng 1,2 cao đến 4m

1.2.2.3/ Giải pháp mặt đứng công trình

- Ở các vị trí tầng 1 và 2 mặt ngoài được sử dụng hệ vách kính để tăng phần thẩm mĩ và tối ưu hóa việc nhận diện thương hiệu cho các TTTM phía trong Các tầng nhà ở thì được kết hợp giữa các khung nhôm và cửa nhôm thế hệ mới rất hiện đại và đầy tính thẩm mỹ

1.2.3/ Hệ thống công năng của công trình

- Được sử dụng điện từ hệ thống điện chính của thành phố Ngoài ra còn một máy phát điện lưu trữ, nhằm đảm bảo cho tất cả các thiết bị trong nhà có thể hoạt động bình thường trong trường hợp bị cắt điện đột ngột Điện phải đảm bảo cho hệ thống thang máy, hệ thống thông gió, hệ thống lạnh có thể hoạt động một cách liên tục

- Nước từ hệ thống cấp nước chính của thành phố được thu về bể ngầm tại hầm của tòa nhà để cung cấp nước cho công trình

- Nước được điều khiển bơm hoàn toàn tự động Nước từ bể mái, qua hệ thống ống dẫn đưa đến các vị trí của công trình

- Hệ thống nước sinh hoạt, nước chữa cháy cũng được thiết kế đảm bảo theo các tiêu chuẩn về PCCC hiện hành

- Nước thải trước được đưa vào hệ thống thoát nước chung của thành phố phải được xử lý cục bộ và tập trung vào hệ thống thoát nước chung theo quy hoạch

1.2.3.3/ Hệ thống chiếu sán và thông gió

- Hệ thống thong gió nhân tạo được ưu tiên sử dụng để phù hợp với cấu tạo của tòa nhà và vì vấn đề ô nhiễm không khí trong khu vực

- Giải pháp chiếu sáng công trình được tính toán riêng cho từng khu vực tùy vào công năng sử dụng sẽ có độ sáng và màu sắc phù hợp

- Tận dụng tối đa ánh sáng tự nhiên để giảm lượng điện tiêu thụ

- Giao thông theo phương ngang chính của công trình là các hành lang và các sảnh

- Theo phương đứng sử dụng hệ thống thang máy và thang bộ

- Diện tích sàn lớn lượng người phục vụ đông nên sử dụng 2 thang máy và 2 thang bộ đặt tại vị trí trung tâm của mặt bằng

1.2.3.5/ Hệ thống phòng cháy chữa cháy

- Các đầu báo khói báo nhiệt được gắn trong các khu vực tầng hầm, kho khu vực sảnh, hành lang, các phòng kỹ thuật và các phòng căn hộ

- Các thiết bị báo động như: Nút báo động khẩn cấp, chuông báo động được bố trí tại các nơi công cộng, ở những nơi dễ nhìn, dễ thấy của công trình để truyền tín hiệu báo động và thông báo địa điểm hỏa hoạn Trang bị hệ thống báo nhiệt báo khói và hệ thống dập lửa cho toàn bộ công trình

1.2.3.6/ Hệ thống thu gom rác thải

- Rác thải của tòa nhà sẽ thông qua ống dẫn rác tập kết về tầng hầm của tòa nhà Tại đây sẽ được phân loại và xử lý sơ bộ trước khi đưa r axe chở rác

- Chống sét cho công trình sử dụng loại đàu kim thu sét được sản xuất theo công nghệ mới nhất, dây nối

+ Hệ thống cáp điện thoại

+ Hệ thống mạng máy tính

+ Hệ thống truyền hình cáp

+ Hệ thống phát thanhg công cộng

+ Hệ thống camera an ninh

+ Hệ thống báo động chống trộm đột nhập

+ Hệ thống kiểm soát xe ra vào.

TIẾT DIỆN VÀ TẢI TRỌNG

VẬT LIỆU SỬ DỤNG CHO CÔNG TRÌNH

- Đối với các cấu kiện sàn dàm sử dụng bê tông B30 , còn đối với cột và vách và móng thì sử dụng B45

- Bảng thông tin thông số bê tông theo TCVN

+ Rb : Cường độ chịu nén tiêu chuẩn của bê tông

+ Rbt : Cường độ chịu kéo tiểu chuẩn của bê tông

+ Ebt : Mô đun đàn hồi của bê tông

- Sử dụng MAC cốt thép CB400-V , CB300T cho công trình

- Bảng cường độ của thép dọc ( Mpa )

MAC CB240-T CB300-T CB300-V CB400-V CB500-V CB600-V

- Bảng cường độ của thép đai ( Mpa )

MAC CB300-T CB300-T CB300-V CB400-V CB500-V

CHỌN SƠ BỘ TIÊT DIỆN

2.2.1/ KÍCH THƯỚC TỔNG THỂ CÔNG TRÌNH

- Nhịp dài nhất theo phương X ( phương ngang ) : L X 6 m

- Nhịp dài nhất theo phương Y ( phương đứng ) : L Y 1 m

- Diện tích sàn điển hình : 1238 m2

- Sơ bộ sàn theo phương Y

2.2.2.2/ TÍNH TOÁN SƠ BỘ TIẾT DIỆN DẦM

- Sơ bộ kích thước dầm biên

+ Sử dụng nhịp dài nhất để tỉnh toán sơ bộ : L X 6 m

+ Sơ bộ chiều cao dầm biên

+ Sơ bộ bề rộng dầm biên

+ N= m qtt s (m2) : lực dọc theo diện truyển tải của mỗi cột

+ qtt : tải trọng tính toán phân bố đểu ( dữ liệu tải trọng được lấy ở phần sau chỉ rõ mục nào ) ( kN/m2 ) + s : diện tích diện truyền tải tác dụng lên cột ( m2 )

2.2.3.2/ SƠ BỘ TIẾT DIỆN CỘT ( dẫn xuống phần tải trọng )

* Tính toán sơ bộ đại diện cho 2 trục vuông góc với nhau trục 1 và trục B

- Từ tầng HẦM đến TẦNG 2 sử dụng hệ cột từ TẦNG 3 đến MÁI sử dụng vách cứng

+ Trục 1 có các cột ứng với các vách lần lượt là : C1 , C6 , C11 , C14 , C19 ứng với P1 , P6 , P10 , P12 , P16

+ Trục B có các cột ứng với các vách lần lượt là : C6 , C7 , C8 , C9 ứng với P6 , P7 , P8 , P9

- qtt : 13.7 kN/m2 ( bằng tổng tải trọng tính toán sàn thường và hoạt tải tính toán lớn nhất ) ( mục 2.3 )

- Mặt bằng diện tích các ô sàn

- Bảng tính toán sơ bộ cột

TẦNG TÊN ms Fs N Rbt Ftt F chọn B H KÍCH THƯỚC KIỂM TRA

HẦM ,1,2 C1 3 80.16 3294.6 19.5 0.952 1.68 1.2 1 C 1200 x 1000 OK HẦM ,1,2 C11 3 83.25 3421.6 19.5 1.060 1.68 1.2 1 C 1200 x 1000 OK HẦM ,1,2 C14 3 79.42 3264.2 19.5 0.981 1.68 1.2 1 C 1200 x 1000 OK HẦM ,1,2 C19 3 s53.06 2180.8 19.5 0.537 1.68 1.2 1 C 1200 x 1000 OK HẦM ,1,2 C6 3 80.17 3295 19.5 1.142 1.68 1.2 1 C 1200 x 1000 OK TẦNG 3-7 P1 19 52.19 13585.1 19.5 0.766 0.96 0.4 2.4 P 400 x 2400 OK TẦNG 3-7 P10 19 59.04 15368.1 19.5 0.867 0.96 0.4 2.4 P 400 x 2400 OK TẦNG 3-7 P12 19 54.28 14129.1 19.5 0.797 0.96 0.4 2.4 P 400 x 2400 OK TẦNG 3-7 P16 19 28.21 7343.1 19.5 0.414 0.96 0.4 2.4 P 400 x 2400 OK TẦNG 3-7 P6 19 65.14 16955.9 19.5 0.956 0.96 0.4 2.4 P 400 x 2400 OK TẦNG 8-12 P1 14 52.19 10010 19.5 0.565 0.96 0.4 2.4 P 400 x 2400 OK TẦNG 8-12 P10 14 59.04 11323.9 19.5 0.639 0.96 0.4 2.4 P 400 x 2400 OK TẦNG 8-12 P12 14 54.28 10410.9 19.5 0.587 0.96 0.4 2.4 P 400 x 2400 OK TẦNG 8-12 P16 14 28.21 5410.7 19.5 0.305 0.96 0.4 2.4 P 400 x 2400 OK TẦNG 8-12 P6 14 65.14 12493.9 19.5 0.705 0.96 0.4 2.4 P 400 x 2400 OK TẦNG 13-17 P1 9 52.19 6435 19.5 0.363 0.96 0.4 2.4 P 400 x 2400 OK TẦNG 13-17 P10 9 59.04 7279.6 19.5 0.411 0.96 0.4 2.4 P 400 x 2400 OK TẦNG 13-17 P12 9 54.28 6692.7 19.5 0.378 0.96 0.4 2.4 P 400 x 2400 OK TẦNG 13-17 P16 9 28.21 3478.3 19.5 0.196 0.96 0.4 2.4 P 400 x 2400 OK TẦNG 13-17 P6 9 65.14 8031.8 19.5 0.453 0.96 0.4 2.4 P 400 x 2400 OK TẦNG 18-M P1 4 52.19 2860 19.5 0.161 0.72 0.4 2.4 P 400 x 2400 OK TẦNG 18-M P10 4 59.04 3235.4 19.5 0.183 0.72 0.4 2.4 P 400 x 2400 OK TẦNG 18-M P12 4 54.28 2974.5 19.5 0.168 0.72 0.4 2.4 P 400 x 2400 OK TẦNG 18-M P16 4 28.21 1545.9 19.5 0.087 0.72 0.4 2.4 P 400 x 2400 OK TẦNG 18-M P6 4 65.14 3569.7 19.5 0.201 0.72 0.4 2.4 P 400 x 2400 OK HẦM ,1,2 C7 3 59.84 2459.4 19.5 1.017 1.00 1 1 C 1000 x 1000 CHECK HẦM ,1,2 C8 3 59.4 2441.3 19.5 0.997 1.00 1 1 C 1000 x 1000 OK HẦM ,1,2 C9 3 76.75 3154.4 19.5 0.983 1.68 1.2 1 C 1200 x 1000 OK TẦNG 3-7 P7 19 59.84 15576.4 19.5 0.879 1.12 0.4 2.8 P 400 x 2800 OK TẦNG 3-7 P8 19 58.54 15238 19.5 0.860 1.12 0.4 2.8 P 400 x 2800 OK TẦNG 3-7 P9 19 54.8 14264.4 19.5 0.805 0.96 0.4 2.4 P 400 x 2400 OK TẦNG 8-12 P7 14 59.84 11477.3 19.5 0.647 1.12 0.4 2.8 P 400 x 2800 OK TẦNG 8-12 P8 14 58.54 11228 19.5 0.633 1.12 0.4 2.8 P 400 x 2800 OK TẦNG 8-12 P9 14 54.8 10510.6 19.5 0.593 0.96 0.4 2.4 P 400 x 2400 OK TẦNG 13-17 P7 9 59.84 7378.3 19.5 0.416 1.12 0.4 2.8 P 400 x 2800 OK

TẦNG TÊN ms Fs N Rbt Ftt F chọn B H KÍCH THƯỚC KIỂM TRA

TẦNG 13-17 P8 9 58.54 7218 19.5 0.407 1.12 0.4 2.8 P 400 x 2800 OK TẦNG 13-17 P9 9 54.8 6756.8 19.5 0.381 0.96 0.4 2.4 P 400 x 2400 OK TẦNG 18-M P7 4 59.84 3279.2 19.5 0.185 0.84 0.4 2.8 P 400 x 2800 OK TẦNG 18-M P8 4 58.54 3208 19.5 0.181 0.84 0.4 2.8 P 400 x 2800 OK TẦNG 18-M P9 4 54.8 3003 19.5 0.169 0.72 0.4 2.4 P 400 x 2400 OK

TẢI TRỌNG ĐỨNG

BẢNG HOẠT TẢI LOẠI n ptc,n ptt ĐƠN VỊ

CẤU TẠO SÀN THƯỜNG ĐƠN VỊ m kN/m3 kN/m3 kN/m3

- T : Bề dày lớp vật liệu

- gtc : Tĩnh tải tiêu chuẩn

- gtt : Tĩnh tải tính toán

CẤU TẠO SÀN WC ĐƠN VỊ m kN/m3 kN/m2 kN/m2

- T : Bề dày lớp vật liệu

- gtc : Tĩnh tải tiêu chuẩn

- gtt : Tĩnh tải tính toán

- Tính toán tải trọng tường xây bằng cách quy về tải phân bố đêù tác dụng lên ô đối với sàn , còn dầm thì quy về tải phân bố đều tác dụng lên dầm

- Công thức tính toán t st g M

+M t : Tĩnh tải tường tập trung tiêu chuẩn ( kN )

+m t : Tĩnh tải tường phân bố đường ( kN/m )

+ Y t : Trọng lượng riêng của tường ( kN/m)

+g st : Tĩnh tải phân bố đều lên sàn ( kN/m2)

B/ TĨNH TẢI TƯỜNG LÊN SÀN

* BẢNG TÍNH TOÁN TẢI TRỌNG TƯỜNG PHÂN BỐ LÊN Ô SÀN ĐƠN VỊ m m2 kN kN/m2 Ô SÀN L t S M t g st

C/ TĨNH TẢI TƯỜNG LÊN DẦM

- Tải tường lên dầm tầng điển hình

- Tải tường lên dầm tầng mái

+W: Tải trọng gió tĩnh theo độ cao ( vùng gió II C ) ( kN)

+W o =0.95: Tải trọng gió tiêu chuẩn ( vùng gió II C ) (kN/m2)

+k: Hệ số kể đến sự thay đổi áp lực gió theo chiều cao và địa hình

+c=1.4: Hệ số khí động ( đẩy +0.8 , hút -0.6 =>> lấy cả hai 1.4 )

+H F tren , : Chiều cao sàn tầng trên

+H F duoi , : Chiều cao sàn tầng dưới

- Bx = 32.2 : Bề rộng công trình theo phương X ( m )

- By = 38.5: Bề rộng công trình theo phương Y ( m )

- Hmax = 74.7: Chiều cao tổng của công trình ( m )

- Wx : Gió tĩnh theo phương X ( kN )

- Wy : Gió tĩnh theo phương Y ( kN )

* Bảng tính toán gió tĩnh

BẢNG TẢI TRỌNG GIÓ TĨNH TIÊU CHUẨN

TẦNG Z (m) H ( m ) k WTx WTy đơn vị

BẢNG TẢI TRỌNG GIÓ TĨNH TIÊU CHUẨN

TẦNG Z (m) H ( m ) k WTx WTy đơn vị

- Dựa vào TCVN 299:1999 với tần số dao động cơ bản thứ s thỏa mãn : f s < f L < f s + 1 thì phải tính thành phần xung + thành phần động

- Trong bảng 2 TCXD 229:1999 thì trong đó f L = 1.3 Hz được tra, đối với kết cấu sử dụng bê tông cốt thép, lấy  =0.3

- Xác định tầng số dao động riêng

BẢNG XÁC ĐỊNH MODE CẦN TÍNH TOÁN

MODE PERIOD fi UX UY RZ PHƯƠNG KIỂM TRA

+ i : hệ số áp lực động được tra theo bảng 3 TCXD 229:1999

+v: hệ số tương quan của áp lực động của tải trọng gió ứng với dạng dao động khác nhau của công trình, không thứ nguyên Được tra theo Bảng 4 và Bảng 5 trong TCXD 229:1999

+W j : Thành phần tĩnh của áp lực gió

* Thành phần xung + quán tính của gió động:

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

+ i : hệ số động lực ứng với dạng dao động thứ i được tra theo hình 2 trong TCXD 229:1999, không thứ nguyên, phụ thuộc vào thông số 1 và độ giảm lôga của dao động:

+Y=1.2: hệ số độ tin cậy của tải trọng gió

+W 0 =0.95: giá trị áp lực gió ( kN/m2 )

+fi: tần số dao động riêng thứ i (Hz)

+ : Hệ số được xác định bằng cách chia công trình thành n phần, trong phạm vi mỗi phần tải trọng gió có thể coi như là không đổi:

+Y ji : dịch chuyển ngang của trọng tâm phần thứ k ứng với dạng dao động riêng thứ nhất

+WFj: Thành phần xung của gió động

+Mj: Khối lượng phần thứ k của công trình

- Đường cong 1 : Đối với công trình bê tông cốt thép và gạch đá kể các công trình bằng khung thép có kết cấu bao che ( =0.3)

- Đường cong 2 : Các tháp , trụ tháp , ống khói , các thiết bị dạng cột có bệ bằng bê tông cốt thép

* Ví dụ: tính toán cho mode 1 với f i =0.41 (Hz) , dạng dao động 1 , tầng 12 = 41m , vùng gió II C , By 38.5 ( m ) , ux = -0.004 ( m )

- Hệ số áp lực động tra bảng =>>  i =0.561

- Hệ số động lực ứng với dạng dao động thứ i tính 1 0 1.2 0.95 0.0028

- Hệ số tương quan không gian tra bảng =>> v = 0.64

- Thành phần xung của gió :W Fj =W j   i 6.89 1.22 0.64  R.74 ( kN )

 ( được thể hiện ở bảng tính )

- Thành phần xung + động :W Pji =M j  i Y ji 53 1.22 5.341   −0.004 H.34( kN )

* Bảng tính gió động theo phương X

GIÓ ĐỘNG THEO PHƯƠNG X TẦNG Z H xi ux WPx WTx M ux x WPx ux^2 x M WĐx

* Bảng tính gió động theo phương Y

GIÓ ĐỘNG THEO PHƯƠNG Y TẦNG Z H xi uy Wpy Wty M uy x Wpy uy^2 x M WĐy

- Theo TCVN 9386:2012 thì có 2 cách tính động đất

+ Tính theo phương pháp tĩnh lực ngang tương đương

+ Tính theo phổ phản ứng dao động

=>> Sử dụng phần mềm ETABS để tính toán theo phương pháp phổ phản ứng

2.3.2.2/ TÍNH TOÁN GIA TỐC NỀN CHO CÔNG TRÌNH

- Vị trí công trình : Quận 2 , TPHCM

- Xác định loại đất nền theo bảng 3.1 , TCVN 9386:2012 =>> Đất loại C

- Xác định tỷ số a gR /g g gR a =a  -Trong đó:

+ a gR /g =0.0856 : Đỉnh gia tốc nền tham chiếu, tra phụ lục H theo TCVN 9386:2012

+ =1: Hệ số tầm quan trọng của công trình, tra phụ lục E theo TCVN 9386:2012 đối với công trình cấp

- Gia tốc nền thiết kế:

=>> Khu vực động đất mạnh =>> Áp dụng giải pháp kháng chấn

- Xác định hệ số ứng xử q theo mục 5.2.2.2 , TCVN 9386 : 2012 o w 1.5 q=q k + q 0 : Giá trị cơ bản của hệ số ứng xử phụ thuộc vào tính đều đặn của công trình , tra bảng 5.1

=>> Dựa vào hình dáng và kết cấ công trình tra ra được q 0 = 3 a u /a 1

/ 1.15 u 2 a a = +   được tra ở phần dưới của bảng 5.1 , TCVN 9386 : 2012

- k w =1 : Hệ số phản ánh dạng phá hoại

=>> q= q o k w = 3 1.15 1 0.8  =2.76 1.5 ( đối với công trình không đồng đều hệ số q giảm 20% )

2.3.3/ TÍNH TOÁN ĐỘNG ĐẤT BẰNG PHẦN MỀM ETABS

- giảm độ cứng tiết diện khi tính động đất

- Khai báo nhập tải động đất bằng function của Etbas

KIỂM TRA CÔNG TRÌNH THEO TTGH II

CƠ SỞ TÍNH TOÁN

- Dựa vào tải trọng và tiết diện của CHƯƠNG 2 mô hình trên Etabs và xuất ra các bảng về dao động , chuyển vị lệch tầng , chuyển vị đỉnh

- Các tổ hợp được sử dụng để kiểm tra TTGH II của công trình

HỢP TT HT GX GY DDx Ddy

* Các tổ hợp có động đất là các tổ hợp đặc biệt

KIỂM TRA CHUYỂN VỊ ĐỈNH

- Dựa vào TCVN 5574 : 2018 thì để kiểm tra chuyển vị đỉnh kết cấu nhà cao tầng thì chuyển vị lớn nhất ở đỉnh theo phương X hoặc Y phải nhỏ hơn chuyển vị cho phép

750 750 f  f = H = - Bảng thông số chuyển vị đỉnh của công trình

Story TỔ HỢP Ux ( mm ) Uy ( mm )

NOC Comb5 9.605 -4.148 NOC Comb6 -23.53 -3.073 NOC Comb7 -7.451 5.267 NOC Comb8 -6.676 -12.488

750 f = mm  f = H =>>> THỎA ĐIỀU KIỆN CHUYỂN VỊ ĐỈNH

KIỂM TRA CHUYỂN VỊ ĐỈNH

- Cộng trình dao động bởi các tác nhân chính là do tải trọng ngang gây ra như là động đất hay gió nhưng ta nhận thấy phần tải trọng thường xuất hiện nhất là tải trọng gió

- Tải trọng gió có xu hương tăng dần theo chiều cao và tốc độ của gió tăng từ chậm đến nhanh phụ thuộc vào gia tốc Để công trình phản ứng kịp thời với gia tốc của gió thì người ta quy định gia tốc giới hạn của công trình ở Mục 2.6.3 , TCXD 198 : 1997 thì [a] = 150 ( mm/s2 )

- công thức tính gia tốc đỉnh

 =  ( rad/s ): tần số góc với T là chu kì dao động của MODE 1 do tải trọng gió gây ra

+ f d ,max ( mm ) : chuyển vị đỉnh lớn nhất của công trình

+ a max ( mm/s2 ): gia tốc đỉnh lớn nhất

- Tính toán gia tốc đỉnh

=  =   =   =>> THỎA ĐIỂU KIỆN GIA TỐC ĐỈNH

KIỂM TRA CHUYỂN VỊ LỆCH TẦNG DO TẢI TRỌNG GIÓ

- Theo mục 4.4.3.2, TCVN 9386-2012, hạn 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 thì

+d r =d re  q h: Chuyển vị ngang tương đối giữa các tầng

+ d re : Chuyển vị lệch tầng được xác định từ phần mềm Etabs ( drift )

+ q : hệ số ứng xử ( được xác định ở CHƯƠNG 2 )

+ v : 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

* Bảng kiểm tra chuyển vị lệch tầng theo phương X

Story TỔ HỢP PHƯƠNG Drift X Y Z [d] Kiểm tra

* Bảng kiểm tra chuyển vị lệch tầng theo phương Y

=>> THỎA ĐIỂU KIỆN CHUYỂN VỊ LỆCH TẦNG DO GIÓ

KIỂM TRA CHUYỂN VỊ LỆCH TẦNG DO TẢI TRỌNG GIÓ ĐỘNG ĐẤT

- Tương tư như gió kiểm tra chuyển vị lệch tầng do tải trọng đặc biệt gây ra là động đất để an toàn cho công trình

+d r =d re  q h: Chuyển vị ngang tương đối giữa các tầng

+ d re : Chuyển vị lệch tầng được xác định từ phần mềm Etabs ( drift )

+ q : hệ số ứng xử ( được xác định ở CHƯƠNG 2 )

+ v : 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

* Bảng kiểm tra chuyển vị lệch tầng theo phương X

* Bảng kiểm tra chuyển vị lệch tầng theo phương Y

=>> THỎA ĐIỀU KIỆN CHUYỂN VỊ LỆCH TẦNG DO ĐỘNG ĐẤT

KIỂM TRA HIỆU ỨNG P-DELTA CHO CÔNG TRÌNH

- Theo mục 4.4.2.2 TCVN 9386:2012 quy định không cần xét tới các hiệu ứng bậc 2 ( P −  )nếu tại tất cả các tầng thỏa mãn điều kiện

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

+ Ptot: Tải trọng đứng ở tại các tầng trên và kể cả tầng đang xét ứng với tải đóng góp vào khối lượng tham gia dao động

+ Vtot: Tổng lực cắt tầng do động đất gây ra

+ d r =d re  q h: chuyển vị ngang thiết kế tương đối giữa các tầng

* BẢNG KIỂM TRA HIỆU ỨNG P-DELTA THEO PHƯƠNG X

Story Ptot Vtot H Drift Dr  KT

NOC 1817.007 120.3593 0 0.000774 0.002136 0.03225 OK MAI 18680.99 1181.751 1.8 0.000887 0.002448 0.0387 OK T20 39800.96 2303.76 3.9 0.00094 0.002594 0.044822 OK T19 60818.5 3094.908 3.5 0.001003 0.002768 0.0544 OK T18 81938.48 3635.068 3.5 0.001069 0.00295 0.066506 OK T17 103057.1 4014.023 3.5 0.001129 0.003116 0.080002 OK T16 124177.1 4319.587 3.5 0.001181 0.00326 0.093704 OK T15 145297 4606.085 3.5 0.001223 0.003375 0.096478 OK T14 166417 4890.015 3.5 0.001253 0.003458 0.097692 OK T13 187537 5168.525 3.5 0.001273 0.003513 0.087485 OK T12 208657 5439.674 3.5 0.001283 0.003541 0.09583 OK T11 229776.9 5708.459 3.5 0.001285 0.003547 0.082758 OK T10 250896.9 5981.207 3.5 0.001279 0.00353 0.08076 OK T9 272016.9 6260.291 3.5 0.001264 0.003489 0.091585 OK T8 293136.9 6545.896 3.5 0.001234 0.003406 0.09252 OK T7 314256.8 6840.666 3.5 0.001184 0.003268 0.080123 OK T6 335376.8 7149.031 3.5 0.001102 0.003042 0.092684 OK T5 356496.8 7469.438 3.5 0.000966 0.002666 0.067249 OK T4 377616.8 7787.655 3.5 0.000708 0.001954 0.094752 OK T3 412240.5 8162.16 3.5 0.003511 0.00969 0.049424 OK T2 441737.9 8458.495 5.5 0.000912 0.002517 0.061455 OK T1 472951.1 8543.383 5.5 0.000352 0.000972 0.053782 OK

* BẢNG KIỂM TRA HIỆU ỨNG P-DELTA THEO PHƯƠNG Y

Story Ptot Vtot H Drift Dr KT

NOC 1817.007 145.4379 0 0.000505 0.001394 0.017413 OK MAI 18680.99 1478.803 1.8 0.000572 0.001579 0.019943 OK T20 39800.96 3034.746 3.9 0.000606 0.001673 0.021936 OK T19 60818.5 4267.728 3.5 0.000641 0.001769 0.025212 OK T18 81938.48 5209.314 3.5 0.000677 0.001869 0.02939 OK T17 103057.1 5895.66 3.5 0.000708 0.001954 0.034158 OK T16 124177.1 6389.563 3.5 0.000734 0.002026 0.039371 OK T15 145297 6764.569 3.5 0.000753 0.002078 0.04464 OK T14 166417 7089.875 3.5 0.000765 0.002111 0.04956 OK T13 187537 7415.987 3.5 0.000771 0.002128 0.053812 OK T12 208657 7768.675 3.5 0.000772 0.002131 0.057228 OK T11 229776.9 8154.027 3.5 0.000767 0.002117 0.059654 OK T10 250896.9 8569.699 3.5 0.000758 0.002092 0.06125 OK T9 272016.9 9013.786 3.5 0.000745 0.002056 0.062052 OK T8 293136.9 9485.935 3.5 0.000725 0.002001 0.061835 OK T7 314256.8 9981.696 3.5 0.000695 0.001918 0.060391 OK T6 335376.8 10485.88 3.5 0.000647 0.001786 0.057114 OK T5 356496.8 10971.26 3.5 0.000573 0.001581 0.051388 OK T4 377616.8 11405.45 3.5 0.00044 0.001214 0.040207 OK T3 412240.5 11868.1 3.5 0.002239 0.00618 0.054651 OK T2 441737.9 12227.6 5.5 0.000667 0.001841 0.066506 OK T1 472951.1 12341.41 5.5 0.000236 0.000651 0.024962 OK

=>> KHÔNG CẦN XÉT ĐẾN HIỆU ỨNG P-DELTA

PHƯƠNG ÁN THIẾT KẾ

- Sử dụng phương án sàn phẳng kết hợp mũ cột để tối ưu hóa không gian kiến trúc , đồng thời tăng khả năng vượt nhịp và tối ưu chiều cao thông thủy của sàn

LÝ THUYẾT VÀ CÁC BƯỚC TÍNH TOÁN

- Xuất mô hình từ ETABS qua SAFE để tính toán sàn theo phương pháp phần tử hửu hạn từ xuất ra được nội lực để tính toán thép cho sàn

- Tính toán cốt thép cho sàn sử dụng các công thức tính toán SÀN PHẲNG và DẦM BIÊN được tính theo cấu kiện chịu uốn trong TCVN 5574 : 2018 như là sàn dầm bình thường

+ M : Momment gây ra tại tiết diện cần tính ( kN )

+  b : hệ số điều kiện làm việc của bê tông

+ R b : Cường độ chịu nén của bê tông ( Mpa )

+ b : bề rộng tiết diện cần tính ( m )

+h 0 : Chiều cao làm việc của tiết diện

+ R s : Cường độ chịu kéo của thép ( Mpa )

+A st : Diện tích cốt thép cần bố trí ( mm2 )

- Kiểm tra điều kiện xuyên thủng của sàn và vách theo mục 8.1.6.2.1 TCVN 5574 : 2018

+ F : Lực tập trung do ngoại lực ( tải trọng do sàn truyền vào theo diện truyền tải ( kN )

+ F bu =R bt A b : Lực chống xuyển thủng ( kN )

+ A b = u h o : Diện tích tháp xuyên thủng ( m2 )

+ u : Chu vi tháp xuyên thủng ( m )

+ h 0 : chiều cao làm việc trung bình theo 2 phương của tiết diện ( mm )

=>> Tính toán sàn phẳng như sàn dầm bình thường nhưng kiểm tra thêm điều kiện xuyên thủng của sàn và vách

4.3/ KIỂM TRA XUYÊN THỦNG SÀN

4.3.1/ KIỂM TRA XUYÊN THỦNG GIỮA SÀN VÀ VÁCH

- Tính toán ví dụ cho vị trí vách P1 có diện tích truyền tải A = 52.19 ( m2 )

- Kích thước vách P1 Cx x Cy = 2400 x 400

- Tải trọng phân bố đều trung bình tác dụng lên sàn qtt = 15 ( kN/m2 )

- Chiều cao làm việc trung bình theo 2 phương :

0 0.5 ( 0 x 0 y ) 0.5 [(250 25) (250 25)] 225 ( mm ) h =  h +h =  −  − - Diện tích tiết diện tính toán :

A = Cx Cy+ + h  =h + +    − - Lực gây xuyên thủng :

F= A q tt =  - Lực chống xuyên thủng

F = A R =   =>> F F cx =>> Tại vị trí vách P1 đạt điều kiện chống xuyên thủng

* BẢNG KIỂM TRA XUYÊN THỦNG CHO CÁC VỊ TRÍ CÒN LẠI m2 kN mm mm m2 kN

VỊ TRÍ A sàn Pxt Cx Cy TH Ab Pcx KIỂM TRA

P1 52.19 715 2400 400 1 1.46 1679 OK P2 ,P3 60.08 823 1800 400 1 1.19 1368.5 OK P4 40.36 553 2400 400 4 1.41 1621.5 OK P5 28.58 392 2400 400 4 1.41 1621.5 OK P6 65.14 892 2400 400 1 1.46 1679 OK P7 59.84 820 400 2800 1 1.64 1886 OK P8 58.54 802 400 2800 1 1.64 1886 OK P9 54.8 751 2400 400 3 1.41 1621.5 OK P10 59.04 809 2400 400 3 1.41 1621.5 OK P11 56.9 780 2400 400 3 1.41 1621.5 OK P12 54.28 744 2400 400 3 1.41 1621.5 OK P13 58.58 803 400 2800 1 1.64 1886 OK P14 58.58 803 400 2800 1 1.64 1886 OK P15 54.29 744 2400 400 3 1.41 1621.5 OK P16 28.21 386 2400 400 4 1.41 1621.5 OK P17 47.37 649 2400 400 4 1.41 1621.5 OK P18 42.68 585 2400 400 4 1.41 1621.5 OK P19 32.9 451 2400 400 4 1.41 1621.5 OK

=>> Bản thân sàn đạt điều kiện chống xuyên thủng tuy nhiên vẩn bố trí mũ cột để giảm nhịp tính toán

- Bề rộng mũ cột phải có kích thước không nhỏ lơn L/3 khoảng cách giữa 2 tim trục

- Bề dày mũ cột phải được tăng thêm ít nhất 1/4 bề dày sàn

=>> tăng bề dày mũ cột lên Hmc = 450 ( mm )

* BẢNG THỐNG KÊ MŨ CỘT ( thể hiện rõ ở bản vẽ mặt bằng cấu kiện dầm sàn tầng 12 )

NAME SYMBOL Cx ( m ) Cy ( m ) H ( m ) A ( m2 ) QUANTITY

- Xuất kết quả nội lực từ SAFE

* Nội lực STRIP theo phương X

* Nội lực STRIP theo phương Y

4.4.2/ TÍNH TOÁN CỐT THÉP CHO SÀN

- Tính toán ví dụ cho 1 dải strip ở vị trí nhịp từ trục A – B theo phương X ( phương ngang )

- Tính toán thép nhịp cho với Mn max ( Strip MA5 ) = 42.4 kNm

- Tính toán thép nhịp cho với Mg max ( Strip MA5 ) = -67.6 kNm

- MA , MB lần lượt là Strip qua NHỊP theo phương X , Y

- CSA , CSB lần lượt là Strip qua VÁCH theo phương X , Y

- DCA , DCB lần lượt là Strip qua MŨ CỘT theo phương X , Y

* BẢNG TÍNH THÉP SÀN kNm mm mm mm2 mm mm mm2 %

TÊN DẢI M agt ho As d a Asc u PHƯƠNG

CSA21 40.1811 25 225 522.74 12 150 754 0.34 X kNm mm mm mm2 mm mm mm2 %

TÊN DẢI M agt ho As d a Asc u PHƯƠNG

* BẢNG TÍNH THÉP SÀN GIA CƯỜNG Ở MỘT SỐ VỊ TRÍ còn lại mm mm mm2 2 lớp

TÊN DẢI [M] thiếu As GC agt GC ho d a Asc u%

MA19 20.29 260.76 25 225 12 200 566 0.75 CSA3 2.26 28.74 25 225 12 200 566 0.75 CSA8 16.1 206.39 25 225 12 200 566 0.75 CSA12 44.48 580.23 25 225 12 200 566 0.75 CSA14 15.91 203.93 25 225 12 200 566 0.75 DCA2 127.67 876.91 25 225 12 150 754 0.31 DCA6 106 725.35 25 225 12 150 754 0.35 DCA10 80.14 545.98 25 225 12 150 754 0.35 DCA12 108.87 745.36 25 225 12 150 754 0.35 DCB11 119.21 817.6 25 225 12 150 754 0.35 DCB2 24.95 168.42 25 225 12 150 754 0.35 DCB13 10.03 67.54 25 225 12 150 754 0.35 DCB14 149.04 1027.52 25 225 12 150 754 0.35 CSB18 3.04 38.67 25 225 12 200 566 0.75 CSB20 25.49 328.62 25 225 12 200 566 0.75

4.4.3/ KIỂM TRA TTGH II CỦA SÀN

- Sử dụng tiêu chuẩn eurocode 2:1994 để tính toán bằng mô hình safe

- Độ võng toàn phần xác định bằng công thức:

+ f1: là độ võng do tác dụng ngắn hạn của toàn bộ tải trọng

+ f2: là độ võng do tác dụng ngắn hạn của tải trọng thường xuyên và tạm thời dài hạn

+ f3: là độ võng do tác dụng dài hạn của tải trọng thường xuyên và tạm thời dài hạn

* BẢNG THÔNG SỐ VẬT LIỆU EUROCODE 2:1994

EUROCODE 2:1994 Ý nghĩa các ký hiệu

(Mpa) fck 25 Cường độ chịu nén của bê tông của mẫu lăng trụ sau 28 ngày fck,cube 30 Cường độ chịu nén của bê tông của mẫu lập phương sau 28 ngày fcm 33

Ecm 31000 Modun đàn hồi của bê tông fctm 2,6 Cường độ chịu kéo của bê tông sau 28 ngày

4.4.3.1 / KIỂM TRA ĐỘ VÕNG CỦA SÀN

- Độ võng ngắn hạn của sàn

- Chuyển vị do tác dụng ngắn hạn của toàn bộ công trình

=  = - Độ võng dài hạn của sàn

=  = 4.4.3.2 / KIỂM TRA VẾT NỨT CỦA SÀN

- Kiểm tra vết nứt ngắn hạn của sàn

- Bề rộng vết nứt 0.15 mm < 0.4 m

=>> Thỏa điều kiện vết nứt

- Kiểm tra vết nứt dài hạn của sàn

- Bề rộng vết nứt 0.167 mm < 0.3 m

=>> Thỏa điều kiện vết nứt

TÍNH TOÁN DẦM BIÊN

- Dầm biên được bố trí bao quanh sàn để tăng độ cứng cho sàn ở các vị trí biên và tăng độ cứng tổng thể cho công trình

- Xuất nội lực tính toán từ mô hình ETABS và tính toán thép như tính sàn

- Tính toán đại diện dầm biên BX6 – 300 X 500 , TẦNG 12

- Biểu đồ Moment và lực cắt

- BIỂU ĐỒ BAO MOMENT DẦM BIÊN TẦNG 12

4.5.2/ TÍNH TOÁN THÉP CHỊU LỰC DẦM BIÊN

- Tính toán ví dụ cho dầm BX1 – 300 X 500 ở tầng 12

- Tính toán cho vị trí giữa nhịp Mn max = 85 kNm

- Tính toán cho vị trí gối trái Mgoitrai max = -246.8 kNm

- Tính toán cho vị trí gối trái Mgoiphai max = -236.5 kNm

* BẢNG TÍNH TOÁN THÉP DẦM BIÊN m m kNm mm mm mm2 mm2 %

TÊN B H VỊ TRÍ TRƯỜNG HỢP M agt Ho As bố trí Asc u%

BX-2 300 500 GT M MIN -213.83 50 450 1538.06 2D 25 + 2D 22 1742 1.29 BX-2 300 500 GP M MIN -239.23 50 450 1753.36 2D 25 + 2D 22 1742 1.29

BX-3 300 500 GT M MIN -172.12 50 450 1203.25 2D 25 + 2D 22 1742 1.29 BX-3 300 500 GP M MIN -116.64 50 450 787.91 2D 25 982 0.73

BX-6 300 500 N M MAX 66.05 50 450 433.69 2D 20 628 0.47 m m kNm mm mm mm2 mm2 %

TÊN B H VỊ TRÍ TRƯỜNG HỢP M agt Ho As bố trí Asc u%

BX-8 300 500 GT M MIN -155.70 50 450 1077.04 2D 25 + 2D 22 1742 1.29 BX-8 300 500 GP M MIN -55.18 50 450 360.27 2D 25 982 0.73

BY-1 300 500 GT M MIN -112.37 50 450 757.2 2D 25 982 0.73 BY-1 300 500 GP M MIN -113.99 50 450 768.84 2D 25 982 0.73

BY-10 300 500 GT M MIN -141.10 50 450 967.23 2D 25 982 0.73 BY-10 300 500 GP M MIN -29.92 50 450 192.79 2D 25 982 0.73

BY-2 300 500 GT M MIN -32.56 50 450 210.09 2D 25 + 2D 22 1742 1.29 BY-2 300 500 GP M MIN -196.01 50 450 1392.33 2D 25 + 2D 22 1742 1.29 BY-3 300 500 N M MAX 100.30 50 450 671.19 2D 20 + 1D 20 942 0.7 BY-3 300 500 GT M MIN -196.12 50 450 1393.18 2D 25 + 2D 22 1742 1.29 BY-3 300 500 GP M MIN -191.25 50 450 1354.1 2D 25 + 2D 22 1742 1.29

BY-4 300 500 GT M MIN -126.93 50 450 862.62 2D 25 + 2D 22 1742 1.29 BY-4 300 500 GP M MIN -145.29 50 450 998.5 2D 25 + 2D 22 1742 1.29

BY-8 300 500 GT M MIN -163.73 50 450 1138.4 2D 25 + 2D 22 1742 1.29 BY-8 300 500 GP M MIN -148.38 50 450 1021.69 2D 25 + 2D 22 1742 1.29 BY-9 300 500 N M MAX 103.84 50 450 696.3 2D 20 + 1D 16 829 0.61 BY-9 300 500 GT M MIN -205.60 50 450 1470.23 2D 25 + 2D 22 1742 1.29

4.5.3/ TÍNH TOÁN THÉP ĐAI DẦM BIÊN

- Để thuận tiện cho tính toán sinh viên lấy lực cắt lớn nhất dầm ở tầng 12 để bố trí chung cho các dầm còn lại =>> max 169.35Q = ( kN )

- Chọn Dầm BX6 – 300 X 500 để tính toán

4.5.3.1/ KIỂM TRA ĐIỀU KIỆN CHỊU CẮT BAN ĐẦU

- Điều kiện để bê tông giữa các vết nứt xiên không bị ép vỡ do ứng suất chính

- Khả năng chịu cắt của bê tông

- Điều kiện chịu cắt của bê tông trên tiết diện nghiêng khi có tải phân bố đều min 2

2 0 max u max 2 b bt sw sw

- Lực phân bố cốt ngang theo đơn vị chiều dài ứng với Qmax

- Lực phân bố cốt ngang theo đơn vị chiều dài do bê tông chịu

,min 0.25 0.25 1.15 300 86.25 ( N/mm ) sw bt q  R  =b   =>> q sw ,min q w =>> Tính toán cốt đai

4.5.3.2/ TÍNH TOÁN VÀ BỐ TRÍ THÉP ĐAI

- Chọn thép đai có đường kính D = 10 mm bố trí 2 nhánh

- Bước cốt đai tính toán

487 ( mm ) 90.85 sw sw sw tt sw

= = - Bước cốt đai lớn nhất

- Bước cốt đai theo yêu cầu cấu tạo

=>> Chọn bước cốt đai thiết kế cho vị trí L/4 gần gối

S w =>> Chọn bước cốt đai cấu tạo cho vị trí L/2 giữa nhịp

S w 4.5.3.3/ KIỂM TRA LẠI KHẢ NĂNG CHỊU CẮT CỦA CẤU KIỆN SAU KHI BỐ TRÍ CỐT ĐAI

- Kiểm tra tại vị trí L/4 gần gối với S w 1 0 ( mm )

442.4 ( N/mm ) 100 sw sw sw sw

= = - Kiểm tra tại vị trí L/2 giữa nhịp với S w 2 0 ( mm )

221.2 ( N/mm ) 200 sw sw sw sw

= = - Kết luận q sw ,min 25q sw1 D2.4 và q sw ,min 25q sw2 "1.2

=>> Tiết diện đủ khả năng chịu cắt sau khi bố trí cốt đai

- Kiểm tra điều kiện chịu cắt ngoài hình chiếu tiết diện nghiêng C

- Tính toán hình chiếu tiết diện nghiêng C

562 ( mm ) 0.75 442.4 b b bt sw sw sw sw

- Kiểm tra khả năng chịu cắt trong đoạn c = [ 0.6ho , ho ] tại c = ho = 450 mm

= +   = +   - Kiểm tra khả năng chịu cắt trong đoạn c = [ 2ho , 3ho ] tại c = 3ho = 1350 mm

=>> Vậy min{Q Q u 1; u 2 }76.25 ( kN ) Qmax = 169.35 ( kN )

=>> Tiết diện đủ khả năng chịu cắt khi vết nứt ngoài vùng nứt

- Bước cốt đai lớn nhất của vùng tới hạn w bw bL

+ D bl : Đường kính thép dọc nhỏ nhất

+ D bw : Đuờng kính thép đai lớn nhất

=>> S w 1 0 ( mm ) 125 ( mm ) =>> Đạt yêu cầu về kháng chấn

4.5.4/ KIỂM TRA TTGH II CỦA DẦM

- Chọn Dầm BX6 – 300 X 500 để tính toán cóM W.11 (kNm) , 1 M S.4 (kNm)2 , M =3.7 (kNm) 3

- Hệ số qui đổi cốt thép về bê tông :

- Momen quán tính của tiết diện qui đổi đối với trục trọng tâm tiết diện bê tông:

- Diện tích tiết diện ngang qui đổi của cấu kiện:

- Momen tĩnh của diện tích tiết diện qui đổi đối với thớ bê tông chịu kéo nhiều hơn :

- Khoảng cách từ thớ bê tông chịu kéo nhiều nhất đến trọng tâm tiết diện qui đổi:

- Momen kháng uốn đàn hồi của tiết diện qui đổi:

- Momen kháng uốn đàn dẻo của tiết diện đối với thớ bê tông chịu kéo ngoài cùng:

- Giá trị momen uốn tới hạn khi hình thành vết nứt:

- Với tác dụng của toàn bộ tải trọng:

=>> Vậy cầu thang bị nứt do nội lực

- Momen tác dụng của toàn bộ tải trọng:

- Momen tác dụng của tải thường xuyên và tải tạm thời dài hạn:

- Hàm lượng thép chịu kéo: s s

- Hàm lượng thép chịu nén:

* Do tác dụng ngắn hạn của tải trọng toàn phần crc

- Mô đun biến dạng quy đổi của cốt thép chịu kéo:

- Mô đun biến dạng qui đổi của bê tông chịu nén: b,ser b,red b1,red

- Giá trị các hệ số quy đổi cốt thép về bê tông đối với cốt thép chịu nén:

=  - Giá trị các hệ số quy đổi cốt thép về bê tông đối với cốt thép chịu kéo: s,red s2 b,red

- Xác định chiều cao vùng nén khi có xuất hiện vết nứt:

- Momen quán tính lần lượt của vùng bê tông chịu nén, của cốt thép chịu kéo và của cốt thép chịu nén đối với trọng tâm tiết diện ngang qui đổi:

- Mô đun biến dạng của bê tông chịu nén khi có tác dụng ngắn hạn của tải trọng: b1 b,red

- Độ cứng chống uốn của tiết diện ngang quy đổi do tác dụng của tải ngắn hạn:

* Do tác dụng ngắn hạn của tải trọng thường xuyên và tạm thời dài hạn crc

- Momen quán tính của tiết diện quy đổi của cấu kiện đối với trọng tâm của nó:

* Do tác dụng dài hạn của tải trọng thường xuyên và tạm thời dài hạn crc

* Các độ cong tính toán của cầu thang :

- Độ võng lớn nhất cầu thang:

=>> Kết cấu làm việc bình thường theo TTGH II

- Ứng suất trong cốt thép chịu kéo tại tiết diện tính toán :

- Khoảng cách cơ sở giữa các vết nứt thẳng góc được tính theo công thức : bt s s s

* Do tác dụng ngắn hạn của tải trọng toàn phần

- Chiều cao vùng kéo của tiết diện: bt m h =h-x P0-15248 (mm)

Vậy h 48 mm > 0.5h bt 00 mm→ h = 300 mm bt

- Khoảng cách cơ sở giữa các vết nứt thẳng góc: bt s,2 s s

* Do tác dụng ngắn hạn của tải trọng thường xuyên và tạm thời dài hạn

=>> Vậy h 44 mm > 0.5h bt 00 mm→ h 00 mmbt

* Do tác dụng dài hạn của tải trọng thường xuyên và tạm thời dài hạn

=>> Vậy h 16 mm > 0.5h bt 00 mm→ h 00 mm bt

- Tính toán bề rộng khe nứt : s

- Bề rộng khe nứt ngắn hạn : crc crc,1 crc,2 crc,3 a =a +a -a =0.066+0.055-0.079=0.09 (mm)

=>> Vậy a crc =0.09mma crc,u =0.4 mm→Thỏa mãn

- Bề rộng khe nứt dài hạn : crc crc,1 crc,u a =a =0.079a =0.3mm=>> Thỏa mản

THIẾT KẾ CẦU THANG TẦNG ĐIỂN HÌNH

LỰA CHỌN SƠ ĐỒ TÍNH

- Chọn chiều dày bản thang H b = 150 ( mm )

- Sử dụng 1 dầm chiếu nghỉ ở khu vực gần cửa có kích thước B 300 X 350 để liên kết với bản sàn

H  =  =>> Liên kết gối cố định ở vị trí gần cửa

- Phần bản chiếu nghỉ còn lại được ngàm vào vách lỗi thang

TẢI TRỌNG TÁC DỤNG VÀ NỘI LỰC CẦU THANG

- Trọng lượng các lớp cấu tạo bậc thang g=  td n

+ y : trọng lượng riêng bản thân ( kN/m3 )

+  td : bề dày lớp cấu tạo ( mm )

- Chiều dày tương đương của lớp đá hoa cương

 = +   = +   - Chiều dày tương đương của lớp vữa lót

 =  =  * BẢNG TRỌNG LƯỢNG CÁC LỚP CẤU TẠO CẦU THANG m kN/m2 kN/m2 kN/m2

CẤU TẠO t y n Chiếu nghỉ bản thang ĐÁ HOA CƯƠNG 0.018 20 1 0.36 0.36

+ Lên bản chiếu nghỉ : p=  = 3 n 3 1.2=3.6 ( kN/m )

+ Lên bản thang : p=  3 n sina= 3 1.2 0.84 =3 ( kN/m )

- Tải trọng do các lớp cấu tạo tác dụng lên cầu thang

- Tải trọng do hoạt tải tác dụng lên cầu thang

- Biểu đồ lực cắt trong cầu thang

- Biểu đồ moment trong cầu thang

TÍNH TOÁN THÉP CẦU THANG VÀ DẦM CHIẾU NGHỈ

- Tính toán thép như dầm , sàn mm mm mm kNm mm2 mm mm mm2 %

TD B H Ho M am xi As D a Asc u%

GỐI CẦU THANG 1000 150 125 9.2 0.0236 0.0238 212.82 12 200 566 0.25 NHỊP CẦU THANG 1000 150 125 8.6 0.0220 0.0223 198.78 12 200 566 0.25 DẦM CHIẾU NGHỈ 250 350 325 42.1 0.0638 0.0659 382.73 2D 20 628 1.12

- Sơ đồ tính dầm chiếu nghỉ là dầm đơn giản liên kết 2 đầu bằng liên kết khớp

- Dựa vào phản lực của một bên gối theo dải 1 m =>> do dầm dài 2.5m nên tải phân bố

54 ( kN/m ) q d - Phản lực gối tựa cầu thang

- Sơ đồ tính dầm chiếu nghỉ B 250 X 250

- Nội lực dầm chiếu nghỉ B 250 X 350

KIỂM TRA TTGH II CẦU THANG

5.4.1/ ĐIỀU KIỆN HÌNH THÀNH VẾT NỨT

- Xét cầu thang có kích thước L ×L =1×4.638 m Độ võng của cầu thang được tính như sau: 1 2

- Hệ số qui đổi cốt thép về bê tông :

- Diện tích tiết diện ngang qui đổi của cấu kiện: red s

- Momen tĩnh của diện tích tiết diện qui đổi đối với thớ bê tông chịu kéo nhiều hơn : red s s red

- Khoảng cách từ thớ bê tông chịu kéo nhiều nhất đến trọng tâm tiết diện qui đổi: red t red

- Momen kháng uốn đàn hồi của tiết diện qui đổi:

- Momen kháng uốn đàn dẻo của tiết diện đối với thớ bê tông chịu kéo ngoài cùng:

- Giá trị momen uốn tới hạn khi hình thành vết nứt:

- Với tác dụng của toàn bộ tải trọng:

=>> Vậy cầu thang bị nứt do nội lực

- Sinh viên chia bản thang thành 12 đoạn nên cần tính toán độ cong của 13 tiết diện

* Tính toán minh hoạ cho trường hợp tiết diện có vết nứt

- Xét tiết diện số 6 có M =9.76 kNm > M =8.94 kNm =>> Tiết diện bị nứt 1 crc

- Momen tác dụng của toàn bộ tải trọng:

- Momen tác dụng của tải thường xuyên và tải tạm thời dài hạn:

- Hàm lượng thép chịu kéo:

* Do tác dụng ngắn hạn của tải trọng toàn phần crc

 - Momen quán tính lần lượt của vùng bê tông chịu nén, của cốt thép chịu kéo đối với trọng tâm tiết diện ngang qui đổi:

* Độ cứng do tác dụng ngắn hạn của tải trọng thường xuyên và tạm thời dài hạn

 - Momen quán tính lần lượt của vùng bê tông chịu nén, của cốt thép chịu kéo đối với trọng tâm tiết diện ngang qui đổi:

* Do tác dụng dài hạn của tải trọng thường xuyên và tạm thời dài hạn crc

 - Momen quán tính lần lượt của vùng bê tông chịu nén, của cốt thép chịu kéo và của cốt thép chịu nén đối với trọng tâm tiết diện ngang qui đổi:

I = +I  I = +  - Mô đun biến dạng của bê tông chịu nén khi có tác dụng dài hạn của tải trọng: b1 b,red

- Độ cứng chống uốn của tiết diện ngang quy đổi do tác dụng của tải dài hạn:

- Các độ cong tính toán của cầu thang:

- Momen tác dụng của tải tạm thời ngắn hạn:

- Hàm lượng thép chịu kéo:

* Do tác dụng ngắn hạn của tải trọng

- Mô đun biến dạng của bê tông chịu nén khi có tác dụng ngắn hạn của tải trọng: b1 b

=  - Xác định chiều cao vùng nén khi không có vết nứt:

- Momen quán tính lần lượt của vùng bê tông chịu nén, của cốt thép chịu kéo đối với trọng tâm tiết diện ngang qui đổi:

* Do tác dụng dài hạn của tải trọng

- Mô đun biến dạng của bê tông chịu nén khi có tác dụng dài hạn của tải trọng: b b1 b,cr

=  - Xác định chiều cao vùng nén khi không có vết nứt:

- Momen quán tính lần lượt của vùng bê tông chịu nén, của cốt thép chịu kéo đối với trọng tâm tiết diện ngang qui đổi:

- Độ cứng chống uốn của tiết diện ngang quy đổi do tác dụng của tải dài hạn:

- Các độ cong tính toán của cầu thang:

- Tính toán tương tự cho các tiết diện còn lại Kết quả độ cong các tiết diện được thể hiện trong bảng sau

* BẢNG KẾT QUẢ TÍNH ĐỘ VÕNG Điểm Vị trí M1

- Độ võng lớn nhất của thang là:

- Độ võng giới hạn của thang là:

200 200 f = L = Vậy f m =2.79 mm < [ ]f #.19 mm→Thoả điều kiện

5.4.3/ TÍNH TOÁN BỀ RỘNG VẾT NỨT

- Ứng suất trong cốt thép chịu kéo tại tiết diện tính toán :

- Khoảng cách cơ sở giữa các vết nứt thẳng góc được tính theo công thức : bt s s s

* Do tác dụng ngắn hạn của tải trọng toàn phần

- Chiều cao vùng kéo của tiết diện: bt m h =h-x 0-65 (mm)

Vì h mm > 0.5hu mm bt

- Diện tích vùng chịu kéo của tiết diện: bt bt

- Chiều cao vùng kéo của tiết diện: bt m h =h-x 0-103G (mm)

Vì h @ mm < 2aP mm bt

- Diện tích vùng chịu kéo của tiết diện:

- Chiều cao vùng kéo của tiết diện: bt m h =h-x 0-1119 (mm)

Vì h 9 mm < 2aP mm bt

- Diện tích vùng chịu kéo của tiết diện:

- Thay số vào công thức tính toán bề rộng khe nứt: crc,2 4

- Bề rộng khe nứt ngắn hạn :

THIẾT KẾ CỘT CHO TRỤC B VÀ TRỤC 2

CƠ SỞ LÝ THUYẾT

- Tính toán cột cho các tầng HẦM , 1 , 2

- Lựa chọn các cột ở vị trí đi qua trục B và trục 2 để tính toán

- Do mô hình tính toán là khung 3D nên để tính toán cột thì phương pháp tốt nhất là tính theo phương pháp lệch tâm xiên nhưng rất phức tạp Do đó để đơn giản hóa việc tính toán sinh viên quy từ lệch tâm xiên về phương pháp lệch tâm phẳng tương đương để tính toán

- Kiểm tra khả năng chịu lực của cột bằng phần mềm PROKON

* Các bước tính toán cột bằng cách quy về lệch tâm phẳng tương đương

- B1 : Xác định độ lệch tâm tĩnh học

- B2 : Xác định độ lệch tâm ngẫu nhiên max[ / 600 ; / 30 ; 10 mm ] e a  L h

- B3 : Xác định độ lệch tâm ban đầu

- B4 : Xác định hệ số uốn dọc  x ,  y

L i  hoặc L 0 4 h  =>> =1 bỏ qua ảnh hưởng uốn dọc + i0.288 h ( i0.288b)

+ : Hệ số phụ thuộc vào liên kết ở hai đầu cấu kiện ( lấy bằng 0.8 )

- B5 : Xác định độ lệch tâm tính toán e e x , y x x ox y y oy e e e e

- B6 : Xác định moment M * x ,M * y và phương tính toán của cấu kiện

- B7 : Tính toán X1 chiều cao vùng nén của cấu kiện và xác định trường hợp cột bị nén lệch tâm

- B8 : Tính toán quy đổi về moment tương đương

- B10 : Tính toán cốt thép như là tâm phẳng với các thông số vừa quy đổi nhưng lưu ý kết quả tính toán diện tính thép cần bố trí sau cùng cần nhân lên 2.5 lần st 2.5 s

TÍNH TOÁN CỐT THÉP DỌC CHO CỘT

- Lựa chọn thiết kế cho cột ở trục B bao gồm cột : C6 , C7 , C8 , C9 , C10

- Lựa chọn thiết kế cho cột ở trục 2 bao gồm cột : C2 , C7 , C15 , C20

- Trình bày tính toán chi tiết đại diện cho cột C7 1000 X 1000

- Mỗi cột sử dụng 5 trường hợp nội lực để tính toán đề tìm ra trường hợp nguy hiểm nhất

Bao gồm : N min , M3 max , M3 min , M2 max , M2 min

- Sử dụng tổ tất cả các tổ hợp trừ tổ hợp bao để tìm ra trường hợp nội lực nguy hiểm nhất

* BẢNG NỘI LỰC CỦA CỘT C7 , VỊ TRÍ TẦNG 1 kN kNm kNm

C7 N min -15418 -243 -240 C7 M3 max -10676 225 351 C7 M3 min -13792 -140 -479 C7 M2 max -9049 327 112 C7 M2 min -15418 -243 -240

- Tính toán ví dụ cho trường hợp M max

+ Xác định độ lệch tâm tĩnh học

- Xác định độ lệch tâm ngẫu nhiên max[ / 600 ; / 30 ; 10 mm ]= max[4000 / 600 ; 1000 / 30 ; 10 mm ]3.3 e a  L h ( mm )

- Xác định độ lệch tâm ban đầu

- Xác định hệ số uốn dọc  x ,  y

  =>>  =1 bỏ qua ảnh hưởng uốn dọc

+ : Hệ số phụ thuộc vào liên kết ở hai đầu cấu kiện ( lấy bằng 0.8 )

- Xác định độ lệch tâm tính toán e e x , y

- Xác định moment M * x ,M * y và phương tính toán của cấu kiện

+ xét phương làm việc của cột

C = = C =>> cột làm việc theo phương X hoặc Y đều được =>> cho cột làm việc theo phương X phương dao động chính của công trình để tính toán

- Xác định chiều cao làm việc , chiều cao vùng nén tương đối giới hạn

- Tính toán chiều cao vùng nén X1

=>> Cấu kiện chịu nén lệch tâm lớn

- Tính toán cốt thép dọc cho cột

=>> Chọn 24 D25 có utt = 1.24% ( để thỏa hàm lượng tối thiếu trong cột là 1% và bố trí thép hợp lý )

KIỂM TRA KHẢ NĂNG CHỊU LỰC CỦA CỘT BẰNG PHẦN MỀM PROKON

- Kiểm tra khả năng chịu lực của cột bằng phần mềm Prokon theo tiêu chuẩn EUROCODE 4

- Tính toán kiểm trac ho trường hợp M3max vị trí CHÂN CỘT ĐỈNH CỘT p M2 = Mx M3 = My M2 = Mx M3 = My -10676.1 224.62 350.62 -125.4 36.57

- Nhập thông tin cấu kiện cần tính

- Nhập tải trọng tính toán

- Bảng kết quả và mặt bằng thể hiện sự làm việc của cột

=>> Hệ số Safety factor =1.8 % > 1% =>> Cột đủ khả năng chịu lực

* Kết quả kiểm tra các cột còn lại được trình bày ở phụ lục

* BẢNG TÍNH TOÁN THÉP CHO TRỤC B VÀ TRỤC 2 mm mm kN kNm kNm mm mm kNm mm mm mm mm mm2 mm cây mm2

X1 a = a' mo Mtđ eo e ho Za TH

X 592 50 0.626 765.9 50.72 500.72 950 900 LTB -6216 25 28 13744 1.21 mm mm kN kNm kNm mm mm kNm mm mm mm mm mm2 mm cây mm2

113 50 0.929 1043.1 362.15 812.15 950 900 LTL -744 25 28 13744 1.21 mm mm kN kNm kNm mm mm kNm mm mm mm mm mm2 mm cây mm2

X 755 50 0.523 1040.4 54.04 504.04 950 900 LTB -2633 25 28 13744 1.21 mm mm kN kNm kNm mm mm kNm mm mm mm mm mm2 mm cây mm2

622 50 0.607 935.8 58.98 508.98 950 900 LTB -5159 25 28 13744 1.21 mm mm kN kNm kNm mm mm kNm mm mm mm mm mm2 mm cây mm2

Y 259 50 0.836 688.7 125.04 575.04 950 900 LTL -4292 25 24 11781 1.24 mm mm kN kNm kNm mm mm kNm mm mm mm mm mm2 mm cây mm2

348 50 0.78 928.3 104.73 554.73 950 900 LTL -6226 25 28 13744 1.21 mm mm kN kNm kNm mm mm kNm mm mm mm mm mm2 mm cây mm2

8 950 900 LTRL 8005 25 28 13744 1.21 mm mm kN kNm kNm mm mm kNm mm mm mm mm mm2 mm cây mm2

TÍNH TOÁN THÉP ĐAI

- Sử dụng lực cắt lớn nhất trong cột của tầng hầm , 1 , 2 để thiết kế thép đai cho toàn bộ cột của công trình

* KIỂM TRA ĐIỀU KIỆN CHỊU CẮT BAN ĐẦU

,min 0.25 0.25 1.5 1000 375 ( N/mm ) sw bt q  R  =b   =>> q sw ,min q w =>> bố trí theo cấu tạo

S w =>> Chọn bước cốt đai cấu tạo cho vị trí L/2 giữa nhịp

S w * DO CÔNG TRÌNH NẰM TRONG KHU VỰC CÓ ĐỘNG ĐẤT MẠNH NÊN TÍNH CỐT ĐAI THEO CẤU TẠO KHÁNG CHẤN CẤP ĐỘ DẺO TRUNG BÌNH THEO TCVN 9386 : 2012

- Khoảng cách tới hạn của vùng đai gần gối có bố trí kháng chấn cr=max(hc ; lc/6 ; 0.45)=(1000 ; 4000/6 ; 450 )= 1000 l ( mm )

+ hc : Kích thước lớn nhất của tiết diện ngang

+ lc : Chiều dài thông thủy của cột

- Bước cốt đai lớn nhất của vùng tới hạn

+ D bl : Đường kính thép dọc lớn nhất

+ b 0 : Kích thước tối thiểu của lõi bê tông tính từ mép đai

=>> S w 1 0 ( mm ) 125 ( mm ) =>> Đạt yêu cầu về kháng chấn

THIẾT KẾ VÁCH ĐƠN TRỤC B VÀ TRỤC 2

7.1.1/ CÁC PHƯƠNG PHÁP TÍNH TOÁN

- Tính toán thiết kế vách đơn có nhiều phương pháp tính như là : Vùng biên chịu moment , ứng suất đàn hồi , biểu đồ tương tác

- Đối với vách đơn có hình dạng hình học đơn giản và để đơn giản hóa việc tính toán và cho ra kết quả thiên về an toàn hơn thì sinh viên sử dụng phương pháp Vùng biên chịu moment để tính

- Còn đối với lõi thang có các hình dạng phức tạp và để tính toán nội lực ở vị trí các điểm giao của các vách thì sinh viên sử dụng phương pháp ứng suất đàn hồi để tính

7.1.2/ LÝ THUYẾT TÍNH TOÁN PHƯƠNG PHÁP VÙNG BIÊN CHỊU MOMENT

- Phương pháp vùng biên chịu moment giả thiết khu vực 2 biên của vách chịu ảnh hưởng của moment và lực dọc từ đó sinh ra lực kéo hoặc nén ở vùng biên còn khu vực ở giữa thì tính toán như cấu kiện chịu nén dọc trục thuần túy

- Trong tính toán phương pháp vùng biên chịu moment thì không xét đến ảnh hưởng của moment bên ngoài mặt phẳng tính toán

- B1 : Chọn bề rộng vùng biên và xác định hệ số uốn dọc 1

= i  =>> bỏ qua ảnh hưởng uốn dọc lấy =1

+ L 0 = L  : Chiều dài tính toán ( hệ số lấy = 0.8 như cột )

- B2 : Xác định lực kéo , nén trong vùng biên

+ A : Diện tích mặt cắt ngang vách

+ A b : Diện tích mặt cắt ngang một bên vùng biên

- B3 : Tính toán thép vùng biên

- B4 : Kiểm tra hàm lượng cốt thép trong vùng biên

+ Nếu 1%utt4% =>> Đạt =>> tính toán tiếp B5

+ Nếu utt4% =>> Hàm lượng cốt thép quá lớn =>> Quay lại B1 chọn lại bề rộng vùng biên

- B5 : Tính toán kiểm tra lại phần còn lại ( giữa 2 vùng biên )

+ Lực nén dọc trục phải chịu g gi

+ Khả năng chịu lực của phần giữa khi không cốt thép

+ Nếu N gi [N gi ] =>> Bố trí cấu tạo theo hàm lượng hợp lý ( 1% )

+ Nếu N gi [N gi ] =>> Tính toán thép theo cấu kiện chịu nén đúng tâm b g n a s

7.1.3/ LÝ THUYẾT TÍNH TOÁN PHƯƠNG PHÁP ỨNG SUẤT ĐÀN HỒI

- Phương pháp ứng suất đàn hồi là một phương pháp kiểm tra ứng suất cổ điển trong môn học sức bền vật liệu xét đến ảnh hưởng của lực dọc , moment theo hai phương từ đó đưa ra nội lực gần đúng và ứng xử trong cấu kiện

- Phương pháp ứng suất đàn hồi chia lõi thang ra thành nhiều phần nhỏ để kiểu tra ứng suất tại từng tiết diện đó

- B1 : Chia nhỏ cấu kiện thành nhiều tiết diện thứ i nhỏ hơn ( càng bằng nhau thì càng dể tính toán )

- B2 : Xác định tọa độ trọng tâm trục trung hòa của tiết diện lớn ( có thể tính tay hoặc xác định trực tiếp trên phần mềm AutoCad )

- B3 : Xác định moment quán tính theo 2 phương của tiết thứ i và khoảng cách từ tâm tiết diện cần tính so với trục trung hòa theo 2 phương

- B4 : Tính toán lực dọc của tiết diện thứ I cần tính

+ Tính ứng suất của tiết diện thứ i

+ Tính lực dọc trong tiết diện thứ i i i i

- B5 : Tính toán cốt thép cho tiết diện thứ i

- B5 : Kiểm tra hàm lượng cốt thép

TÍNH TOÁN CỐT THÉP DỌC VÁCH ĐƠN

- Tính toán ví dụ cho vách P6 2400 X 400 TẦNG 15 còn các vách của các tầng còn lại được thể hiện bằng bảng tính

TH TẦNG TÊN VÁCH N ( kN ) M3 ( kN )

- Sử dụng trường hợp N min để tính toán

- Chọn bề rộng vùng biên

- Xác định hệ số uốn dọc 

 =>> bỏ qua ảnh hưởng uốn dọc lấy =1

- Xác định lực kéo , nén trong vùng biên

=>> Fchon=max(F Trai n ,F Phai n ) 1316= ( mm2 )

=>> 1%utt4% =>> Đạt hàm lượng cho phép

- Tính toán kiểm tra lại phần còn lại ( giữa 2 vùng biên )

+ Lực nén dọc trục còn lại phải chịu

+ Khả năng chịu lực của phần giữa khi không cốt thép

=>> N gi [N gi ] =>> Bố trí cấu tạo theo hàm lượng hợp lý ( 1% )

* BẢNG TÍNH TOÁN THÉP VÁCH TRỤC B , TRỤC 2 TỪ TẦNG 4 ĐẾN MÁI kN kNm kN kN mm2 mm mm2 kN kN mm2 mm mm2

VÁCH N M3 PL PR As TT D n As chọn u% Pgi [Pgi] As gi D n As chọn u% KT u%

N MIN T10 P2 -8057.02 249.31 2203.31 2496.62 -9867 28 10 6158 2.2 3357 8500 0 25 10 4909 1.23 OK kN kNm kN kN mm2 mm mm2 kN kN mm2 mm mm2

M MAX T15 P6 -6796.91 423.92 1733.07 2231.80 -10623 28 10 6158 2.2 2832 8500 0 25 10 4909 1.23 OK kN kNm kN kN mm2 mm mm2 kN kN mm2 mm mm2

M MAX T4 P9 -14750.95 4508.31 1650.41 6954.31 2869 28 12 7389 2.64 6146 8500 0 25 10 4909 1.23 OK kN kNm kN kN mm2 mm mm2 kN kN mm2 mm mm2

M MIN T5 P13 -11986.46 -1497.16 3709.55 2283.68 -6401 28 10 6158 2.2 5993 8500 0 25 12 5890 1.05 OK kN kNm kN kN mm2 mm mm2 kN kN mm2 mm mm2

*LƯU Ý : BẢNG TÍNH CHỈ TRÌNH BÀY CÁC TẦNG 4 , 5 , 10 , 15 , 20 , MAI DO GIỚI HẠN SỐ TRANG TRONG THUYẾT MINH

PHẦN CÒN LẠI ĐƯỢC TRÌNH BÀY ĐẦY ĐỦ TRONG PHỤ LỤC

TÍNH TOÁN CỐT THÉP DỌC VÁCH LÕI THANG

- Chọn vách lõi thang vị trí LT1 ở tầng 1 để tính toán vì tầng 1 có nội lực lớn nhất

- Chia nhỏ lõi thang ra nhiều phần tử nhỏ =>> Dựa vào việc dim kích thước trực tiếp trong AutoCad để có được tọa độ trọng tâm của lõi thang và các phần tử chia nhỏ

* BẢNG NỘI LỰC TÍNH TOÁN CHO VÁCH LÕI THANG LT1 , TẦNG 1 kN kNm kNm

Nmin -50168.3 -2872.48 -41844.7 M3max -31852.8 10560.11 31792.27 M3min -50168.3 -2872.48 -41844.7 M2max -36100.1 21954.57 15337.54 M2min -45921 -14266.9 -25390

- Tính toán ví dụ cho tiết diện số 1 với trường hợp M3 max

+ tạo độ : Xc = 1506 ( mm ) , Yc = 3351 ( mm ) , A LT =5.845 ( m2 )

- Thông số tiết diện số 1

- Xác định moment quán tính của tiết diện lõi thang bằng tổng của moment quán tính của các tiết diện nhỏ cộng lại

+ Moment quán tính quanh trục X của tiết diện số 1

+ Moment quán tính quanh trục Y của tiết diện số 1

=>> I x 0 ).114 ( m4 ) , I y 0 =9.217 ( m4 ) ( được trình bày ở bảng dưới )

- Tính toán ứng suất tại tiết diện số 1

- Tính toán lực tác dụng tại tiết diện số 1

- Tính toán cốt thép cho tiết diện số 1

* BẢNG TÍNH TOÁN CỐT THÉP DỌC VÁCH LÕI THANG LT1 mm mm mm mm m2 m4 m4 m m TỔNG kN/m2 kN mm2 mm cây mm2 %

TIẾT DIỆN X Y B H A I x i , I y i , x i y i Ix0 Iy0  i P As D n Asc Utt

24 2600 6225 500 350 0.175 1.447 0.213 1.094 2.874 -633.6 -110.88 -10308 25 4 1963 1.12 mm mm mm mm m2 m4 m4 m m TỔNG kN/m2 kN mm2 mm cây mm2 %

TIẾT DIỆN X Y B H A I x i , I y i , x i y i Ix0 Iy0  i P As D n Asc Utt

TÍNH TOÁN CỐT THÉP ĐAI VÁCH

- Tính toán thép đai chung cho vách đơn và lõi thang

- Sử dụng lực cắt lớn nhất trong vách để thiết kế thép đai cho toàn bộ vách của công trình

7.4.1/ KIỂM TRA ĐIỀU KIỆN CHỊU CẮT BAN ĐẦU

,min 0.25 0.25 1.5 400 150 ( N/mm ) sw bt q  R  =b   =>> q sw ,min q w =>> Tính toán thép đai

7.4.2/ TÍNH TOÁN VÀ BỐ TRÍ THÉP ĐAI

- Bước cốt đai tính toán

126 ( mm ) 500.64 sw sw sw tt sw

= = - Bước cốt đai lớn nhất

- Bước cốt đai theo yêu cầu cấu tạo

S w 7.4.3/ KIỂM TRA LẠI KHẢ NĂNG CHỊU CẮT CỦA CẤU KIỆN SAU KHI BỐ TRÍ CỐT ĐAI

632.8 ( N/mm ) 100 sw sw sw sw

= = - Kết luận q sw ,min 0q sw1 c2.8

=>> Tiết diện đủ khả năng chịu cắt sau khi bố trí cốt đai

- Kiểm tra điều kiện chịu cắt ngoài hình chiếu tiết diện nghiêng C

- Tính toán hình chiếu tiết diện nghiêng C

3236 ( mm ) 0.75 632.8 b b bt sw sw sw sw

- Kiểm tra khả năng chịu cắt trong đoạn c = [ 0.6ho , ho ] tại c = ho = 2350 mm

= +   = +   - Kiểm tra khả năng chịu cắt trong đoạn c = [ 2ho , 3ho ] tại c = 3ho = 7050 mm

=>> Vậy min{Q Q u 1; u 2 })35.62 ( kN ) Qmax = 2732.2( kN )

=>> Tiết diện đủ khả năng chịu cắt khi vết nứt ngoài vùng nứt

* DO CÔNG TRÌNH NẰM TRONG KHU VỰC CÓ ĐỘNG ĐẤT MẠNH NÊN TÍNH CỐT ĐAI THEO CẤU TẠO KHÁNG CHẤN CẤP ĐỘ DẺO TRUNG BÌNH THEO TCVN 9386 : 2012

- Khoảng cách tới hạn của vùng đai gần gối có bố trí kháng chấn cr=max(h ; l /6)=(2400 ; 3500/6 )= 2400 w w h ( mm )

+ h w : Kích thước lớn nhất của tiết diện

- Bước cốt đai lớn nhất của vùng tới hạn

THIẾT KẾ MÓNG

- Hồ sơ khảo sát địa chất phục vụ thiết kế nền móng có số lượng hố khoan nhiều và số lượng mẫu đất trong một lớp đất lớn Vấn đề đặt ra là những lớp đất này ta phải chọn được chỉ tiêu đại diện cho nền

-Ban đầu khi khoan lấy mẫu dựa vào sự quan sát thay đổi màu, hạt độ mà ta phân chia thành từng lớp đất -Theo TCVN 9362-2012 được gọi là một lớp địa chất công trình khi tập hợp các giá trị có đặc trưng cơ lý của nó phải có hệ số biến động  đủ nhỏ Vì vậy ta phải loại trừ những mẫu có số liệu chênh lệch với giá trị trung bình lớn cho một đơn nguyên địa chất

-Vì vậy thống kê địa chất là một việc làm hết sức quan trọng trong tính toán nền móng.

THỐNG KÊ ĐỊA CHẤT CHO HỐ KHOAN 4 ( ĐỘ SÂU HỐ 65 m )

kN/m3 % Kn/ m2 Độ Hệ số rỗng e theo cấp tải TÊN

LỚP DÀY SÂU CHỈ TIÊU THỐNG

KÊ y tn y dn IP IL W c  50 100 200 400 a

1.07 MAX 20.56 11.16 16.16 kN/m3 % Kn/ m2 Độ Hệ số rỗng e theo cấp tải TÊN

LỚP DÀY SÂU CHỈ TIÊU THỐNG

KÊ y tn y dn IP IL W c  50 100 200 400 a

* BẢNG RÚT GỌN GIÁ TRỊ TIÊU CHUẨN

SÂU y tn y dn IP IL W c  50 100 200 400 a(1-2) e0

- Dựa vào quy mô công trình và tải trọng thì đối với công trình 20 tầng thì giả pháp móng cọc khoan nhồi là phù hợp nhất vì :

+ Chịu được tải trọng lớn của công trình

+ lớp đất phía dưới từ độ sâu 25m trở xuống là đất cát chặt thì việc thi công cọc ép không khả thi

8.3 / QUY TRÌNH TÍNH TOÁN MÓNG

- B1 : Tính sức chịu tải cọc đơn

- B2 : Sơ bộ số lượng cọc dựa vào phản lực chân cột xuất từ mô hình ETABS

- B3 : Kiểm tra phản lực đầu cọc bằng cách xuất từ mô hình ETABS qua SAFE để tính toán

- B4 : Kiểm tra các điều kiện TTGH II của móng ( sức chịu tải đất nền , lún , xuyên thủng , trượt )

=>> Nếu B4 thỏa các điều kiện thì tiếp tục B5 Ngược lại quay lại B1

- B5 : Tính toán và bố trí thép đài móng

8.4 / TÍNH TOÁN SỨC CHỊU TẢI CỌC KHOAN NHỒI

CHỌN CỌC VÀ CHIỀU SÂU

8.4.1.1/ THÔNG SỐ CỌC VÀ VẬT LIỆU

- Chọn cọc khoan nhồi có D = 1200 ( mm )

- Chọn loại bê tông sử dụng là B45 : có Rb = 25 ( Mpa ) , E = 37000 ( Mpa )

- Chọn loại thép CB400-V : có Rs =Rsc = 350 ( Mpa ) , Es = 210000 ( Mpa )

- Chiều sâu mũi cọc Zm = 55 ( m )

- Chiều cao đài móng dưới chân cột Hc = 2 ( m )

- Chiều cao đài móng dưới lõi thang Hlt = 4 ( m )

=>> Chiều dài cọc Lc = Zm – Zh – Hc ( Hlt ) = 55 – 4 – 2 = 49 ( m )

SỨC CHỊU TẢI THEO VẬT LIỆU

- Sức chịu tải theo vật liệu được xác định theo công thức

+ Diện tích mặt cắt ngang của cọc

A =D = = ( m2 ) + Diện tích mặt cắt ngang thép trong cọc ( u% > = 1% )

+Rb: Cường độ chịu nén tính toán của bê tông

+Rsc: Cường độ chịu nén tính toán của cốt thép

+ u=  =  d  1.2=3.77( m ) : Chu vi mặt cắt ngang cọc

+  : Hệ số xét đến ảnh hưởng của điều kiện uốn dọc phụ thuộc vào độ mảnh 𝜆 𝑑

+  b = 0.85 : hệ số kể đến việc đổ bêtông trong khoảng không gian chật hẹp

+ b ' : hệ số kể đến phương pháp thi công được lấy như sau: a/ Trong nền đất dính, nếu có thể khoan và đổ bê tông khô, không phải gia cố thành, khi mực nước ngầm trong giai đoạn thi công thấp hơn mũi cọc thì  b ' = 1.0 b/ Trong các loại đất, việc khoan và đổ bê tông trong điều kiện khô, có dùng tới ống vách chuyên dụng, hoặc guồng xoắn rỗng ruột thì  b ' = 0.9 c/ Trong các nền, việc khoan và đổ bê tông vào lồng hố khoan dưới nước có dùng ống vách giữ thành hì  b ' = 0.8 d/ Trong các nền, việc khoan và đổ bê tông vào lồng hố khoan dưới dung dịch khoan hoặc dưới nước chịu áp lực dư (không dùng ống vách) thì  b ' = 0.7

- Tính toán hệ số uốn dọc

SỨC CHỊU TẢI THEO CHỈ TIÊU CƠ LÝ

- y c : Hệ số điều kiện làm việc của cọc khi tựa lên nền đất, c =1

- 𝑦 𝑐𝑞 : Hệ số điều kiện làm việc của đất dưới mũi cọc 𝑦 𝑐𝑞 = 0.9 ( phương pháp đổ bê tông dưới nước )

- 𝑦 𝑐𝑓 : Hệ số điều kiện làm việc của đất trên than cọc 𝑦 𝑐𝑓 = 1 , tra BẢNG 5 ,

- qb: Cường độ sức kháng của đất dưới mũi cọc, lấy theo chỉ dẩn 7.2.3.2 ,

- 1, 2, 3, 4 : Hệ số không thức nguyên lấy theo BẢNG 6 nhân với 0.9 phụ thuộc vào góc ma sát trong ở mũi cọc

- u : Chu vi tiết diện ngang thân cọc

- A b : Diện tích mặt cắt ngang của cọc

- ’d : Dung trọng đẩy nổi trung bình

-  : Dung trọng đẩy nổi TTGH I

- h : Chiều sâu hạ cọc tính từ mặt đất tự nhiên đến mũi cọc thiết kế

- f i : Cường độ sức kháng trung bình của lớp đất thứ “i” trên thân cọc, lấy theo Bảng 3

- 𝐿 i : Chiều dài đoạn cọc nằm trong lớp đất thứ “i” ( chia lớp phân tối không lớn hơn 2m )

- Cọc cắm ở độ sâu 55m thuộc lớp đất 6 =>> y = 11.1 ( kN/m3 ) , y’d = 11.05 ( kN/m3 )

* Cường độ sức kháng của đất dưới mũi cọc qb = 0,754 (1 ’d + 2 3  h)=0.75 0.23 (8.55 11.1 1.2 16.74 0.4 55)    +   = 724.72 ( kN/m2 )

* Bảng tính sức chịu tải do ma sát thành m m kN/m2 kN/m

LỚP LOẠI ĐẤT CHIỀU SÂU Li fi fi x Li

=>> SỨC CHỊU TẢI THEO CHỈ TIÊU CƠ LÝ

SỨC CHỊU TẢI THEO CHỈ TIÊU CƯỜNG ĐỘ ĐẤT NỀN

- Tính toán sức chịu tải theo chỉ tiêu cường độ đất nền theo công thứ

- Cường độ sức kháng của đất dưới mũi cọc

+ c : lực dính ở lớp đất dưới mũi cọc

+ N N c ' , q ' : Hệ số chịu tải của đất dưới mũi cọc tra theo bảng tra MEYERHOF 1976 phụ thuộc vào góc ma sát trong của lớp đất dưới mũi cọc

+ q  ' , p = dn i , L i : Ứng suất hữu hiệu theo độ sâu của lớp đất

- 𝐿 i : Chiều dài đoạn cọc nằm trong lớp đất thứ “i” (m)

-f i : Cường độ sức kháng trung bình của lớp đất thứ “i” trên thân cọc được tính theo công thức :

- Đối với đất dính f i = 𝑎 × 𝐶 𝑢,𝑖 + 𝑎: hệ số không thứ nguyên, xác định bằng đồ thị hình G1 , TCVN 10304 : 2014

+ 𝐶 𝑢,𝑖 : lực dính không thoát nước của lớp đất thứ i ( do không có số liệu thí nghiệm nên 𝐶 𝑢,𝑖 = 6.25×Nci (Nci số búa SPT của từng lớp đất )

+  i : Góc ma sát trong của lớp đất

 = + : Ứng suất hữu hiệu trung bình

- Cọc cắm ở độ sâu 55m thuộc lớp đất 6 =>> c = 4.8 ( kN/m2 ) ,  #.5

- Lớp đất 6 bắt đầu ở độ sâu 25 m và là loại cát chặt =>> tra bảng G.1

=>> Vậy ở độ sâu 18 m thì ứng suất hữu hiệu không đổi

* Cường độ sức kháng của đất dưới mũi cọc

- Cường độ sức kháng trung bình lớp đất dính ( tính toán ví dụ cho lớp đất 2 có y dn = 9.9 ( kN/m3 ) , lớp phân tố dày 2m , độ sâu từ 6 – 8 m )

- Cường độ sức kháng trung bình lớp rời ( tính toán ví dụ cho lớp đất 5 có y dn = 10.9 ( kN/m3 ) ,#.44 , lớp phân tố dày 2m , độ sâu từ 23 – 25 m )

+ ứng suất hữu hiệu độ sâu Z = 23 ( m )

+ ứng suất hữu hiệu độ sâu Z = 25 ( m )

+ Ứng suất hữu hiệu trung bình của lớp đất 5

* Bảng tính sức chịu tải do ma sát thành m búa kN/m2 m kN/m2 kN/m

LỚP LOẠI CHIỀU SÂU N spt cu Li fi fi x Li q  ' ,p  v z ,

=>> SỨC CHỊU TẢI CỌC THEO CHỈ TIÊU ĐẤT NỀN

SỨC CHỊU TẢI THEO KẾT QUẢ THÍ NGHIỆM XUYÊN TIÊU CHUẨN SPT

- Tính toán sức chịu tải theo kết quả thí nghiệm xuyên tiêu chuẩn SPT theo công thức ( G1 ) Phụ lục G , TCVN 10304 : 2014

- Cường độ sức kháng của đất dưới mũi cọc tính theo mục G.3.1 , TCVN 10304 : 2014

+ 𝐾 1 : là hệ số, lấy k1 = 40 h/d ≤ 400 đối với cọc đóng và k1 = 120 đối với cọc khoan nhồi (h : chiều dài toàn bộ cọc , d đường kính cọc)

+ 𝑁 𝑝 : chỉ số SPT trung bình trong khoảng 4D phía dưới và 1D phía trên mũi cọc

-𝐿 i : Chiều dài đoạn cọc nằm trong lớp đất thứ “i”

-f i : Cường độ sức kháng trung bình của lớp đất thứ “i” trên thân cọc được tính theo công thức

+𝐾 2 : hệ số lấy bằng 2,0 cho cọc đóng và 1,0 cho cọc khoan nhồi

+ 𝑁𝑠𝑖: chỉ số SPT trung bình của lớp đất thứ “i” trên thân cọc

- Đối với đất dính tính theo công thức ( G.11 ) , TCVN 10304 : 2014

+ a p , f L : tra hình G.2 ( f L = 1 đối với cọc khoan nhồi )

- Chiều sâu mũi cọc ở độ sâu 55 m =>> trung bình SPT 4D dưới và 1D trên mũi cọc

N p = + + + * Cường độ sức kháng của đất dưới mũi cọc

- Cường độ sức kháng trung bình lớp rời ( tính toán ví dụ cho lớp đất 5 có lớp phân tố dày 2m ,

* Bảng tính sức chịu tải do ma sát thành m búa kN/m2 búa m kN/m2 kN/m

LỚP LOẠI CHIỀU SÂU N spt cu Nsi Li fi fi x Li

KHÔ 33 23 0 2 26 52 m búa kN/m2 búa m kN/m2 kN/m

LỚP LOẠI CHIỀU SÂU N spt cu Nsi Li fi fi x Li

=>> SỨC CHỊU TẢI CỌC THEO XUYÊN CHUẨN SPT THEO CÔNG THỨC CỦA MEYERHOF

SỨC CHỊU TẢI THEO KẾT QUẢ THÍ NGHIỆM XUYÊN TIÊU CHUẨN SPT

( CÔNG THỨCCỦA VIỆN KIẾN TRÚC NHẬT BẢN)

- Tính toán sức chịu tải theo kết quả thí nghiệm xuyên tiêu chuẩn SPT theo công thức ( G.9 ) Phụ lục G , TCVN 10304 : 2014

- Cường độ sức kháng của đất dưới mũi cọc

+ Khi mũi cọc nằm trong đất rời q b = 300 Np cho cọc đóng (ép) và q b = 150 Np cho cọc khoan nhồi + Khi mũi cọc nằm trong đất dính q b = 9 cu cho cọc đóng và q b = 6 cu cho cọc khoan nhồi

+𝑁 𝑝 : chỉ số SPT trung bình trong khoảng 4D phía dưới và 1D phía trên mũi cọc

-𝐿 i : Chiều dài đoạn cọc nằm trong lớp đất thứ “i”

-f i : Cường độ sức kháng trung bình của lớp đất thứ “i” trên thân cọc được tính theo công thức

- Đối với đất dính tính theo công thức ( G.11 ) , TCVN 10304 : 2014

+ a p , f L : tra hình G.2 ( f L = 1 đối với cọc khoan nhồi )

+ 𝑁𝑠𝑖: chỉ số SPT trung bình của lớp đất thứ “i” trên thân cọc

- Chiều sâu mũi cọc ở độ sâu 55 m =>> trung bình SPT 4D dưới và 1D trên mũi cọc

N p = + + + * Cường độ sức kháng của đất dưới mũi cọc

LỚP LOẠI CHIỀU SÂU N spt cu Nsi Li fi fi xLi

DÍNH 3.5 2 12.5 1.5 8.33 12.495 m búa kN/m2 búa m kN/m2 kN/m

LỚP LOẠI CHIỀU SÂU N spt cu Nsi Li fi fi xLi

=>> SỨC CHỊU TẢI CỌC THEO XUYÊN CHUẨN SPT THEO CÔNG THỨC CỦA VIỆN KIẾN TRÚC NHẬT BẢN

SỨC CHỊU TẢI CỌC THIẾT KẾ VÀ SƠ BỘ SỐ LƯỢNG CỌC

- Sức chịu tải thiết kế

=>> R C U , 3 =R TK , Chọn sức chịu tải tính toán theo phương pháp xuyên tĩnh SPT của MEYERHOF

- Tính toán sơ bộ cột theo công thức

+ Ntt : Lực dọc thẳng đứng của công trình tại các chân cột , vách

=  : Sức chịu tải tính toán

+  k : Hệ số điều kiện làm việc của cọc

* BẢNG TÍNH TOÁN SƠ BỘ CỌC

TÊN N hệ số Rcd 1.2 1.4 móng CHỌN

=>> SỬ DỤNG 105 CỌC D1200 CHO CÔNG TRÌNH

KIỂM TRA TTGH II CỦA MÓNG

8.5.1/ KIỂM TRA PHẢN LỰC ĐẦU CỌC

- Kiểm tra cọc đơn theo điều kiện sau: min max a

+ Pmin, Pmax : Phản lực đầu cọc nhỏ nhất và lớn nhất

- Sinh viên sử dụng phần mềm SAFE để tính toán phản lực đầu cọc Với hệ số nền được tính toán theo thí nghiệm bàn nén hiện trường: z

+ N : Lực nén lên cọc đơn

-Theo mục 7.4.2 TCVN 10304:2014, Tính toán độ lún cọc đơn xuyên qua lớp đất với mô đun trượt G1, hệ số poisson u1 và tựa trên đất được xem như nửa không gian biến dạng tuyến tính đặc trưng bởi mô đun trượt G2 và hệ số poisson u2, có thể thực hiện với điều kiện l/d > G1l/G2l > 1, trong đó l là chiều dài cọc và d là đường kính cọc, theo các công thức đối với cọc treo đơn không mở rộng mũi:

+ N : Tải trọng thẳng đứng lên cọc, lấy bằng Ra

+ β: Hệ số được xác định theo mục 7.4.2 TCVN 10304:2014

+ β =0.17ln k G l/G d ' ( n 1 2 ): Hệ số tương ứng cọc tuyệt đối (EA=)

+ α =0.17ln k l/d ' ( n ): Hệ số tương ứng cọc tuyệt đối đối với nền đồng nhất có đặc trưng G1 và γ 1

+ χG l 1 2 : Độ cứng tương đối của cọc, đơn vị tính là MN

2.12χ λ =1+2.12χ + EA: Độ cứng thân cọc chịu nén

+ kn là hệ số được xác định theo công thức:

- G1 và  1 : Các đặc trưng được lấy trung bình đối với toàn bộ các lớp đất thuộc phạm vi chiều sâu hạ cọc

- G2 và  2 : Được lấy trong phạm vi bằng 0.5l, từ độ sâu l đến độ sâu 1.5l kể từ đỉnh cọc với điều kiện đất dưới mũi cọc không phải than bùn, bùn hay đất ở trạng thái chảy Cho phép lấy modun G = 0.4E0

- : Hệ số poisson của đất

- Theo TCVN 4200 : 2012 , Phụ lục A xác định mô đun biến dạng của đất

+ e 0 : Hệ số rỗng của đất

+  : Là hệ số phụ thuộc vào hệ số biến dạng ngang và được lấy theo từng loại đất cát  = 0,80; cát pha  = 0,74; sét  = 0,40; sét pha  = 0,62

+ m k : là hệ số chuyển đổi môđun biến dạng trong phòng theo môđun biến dạng xác định bằng phương pháp nén tải trọng tĩnh tra theo hệ số rỗng theo loại đất

8.5.1.2/ TÍNH TOÁN HỆ SỐ NỀN

- BẢNG TÍNH TOÁN HỆ SỐ G1 , G2 loại lớp a B mk eo E Li Gi G1 G2

- BẢNG TÍNH TOÁN HỆ SỐ V loại Hệ số posson lớp Li Vi V1 V2 V

- Độ cứng thân cọc chịu nén :

- Độ cứng tương đối của cọc :

- Hệ số tương ứng cọc tuyệt đối đối với nền đồng nhất :

- Hệ số tương ứng cọc tuyệt đối

- Kiểm tra độ lún cọc đơn không mở rộng mũ

- Tính toán hệ số nền Kz : z

8.5.1.3/ KIỂM TRA PHẢN LỰC ĐẦU CỌC TỪ KẾT QUẢ NỘI LỰC

* KIỂM TRA CHO MÓNG ĐƠN

- Kiểm tra phản lực đầu cọc lớn nhất so với sức chịu tải cọc thiết kế

- Xuất phản lực đầu cọc từ SAFE: Display → Show Table… → Nodal Results → Table: Nodal Reactions

- Kiểm tra ví dụ cho móng M12

- Phản lực đầu cọc vị trí móng M12

* KIỂM TRA CHO MÓNG LÕI THANG

- Kiểm tra phản lực đầu cọc lớn nhất so với sức chịu tải cọc thiết kế

- Xuất phản lực đầu cọc từ SAFE: Display → Show Table… → Nodal Results → Table: Nodal Reactions

- Phản lực đầu cọc vị trí móng lõi thang ( M18 )

8.5.2/ KIỂM TRA ỔN ĐỊNH NỀN VÀ TÍNH TOÁN THÉP CHO MÓNG LÕI THANG M18

8.5.2.1/ KÍCH THƯỚC MÓNG KHỐI QUY ƯỚC

- Góc ma sát trung bình của lớp đất mà cọc xuyên qua kích thước móng khối qui ước: tb

- Kích thước móng lõi thang M18

+ Thể tích đài móng : V = A×DH9.6 3 1468.8 = ( m3 )

+ Trọng lượng đài móng W Ð = V y BT 68.8 25 6720( kN )

- Kích thước tiết diện của móng khối qui ước

=>> Diện tích móng khối qui ước : Am = B qu,x B qu,y ) 32 8 (m2)

=>> Thể tích móng khối qui ước : Vm =AL c 8 49 D544 (m3)

=>> Trọng lượng móng khối quy ước : W u =W d +44544y tb 6720 44544 10.42+  P0868.5(kN ) + tb 7 3.5 9.9 9.5 9 4.5 11.1 2 10.6 3.5 10.9 2 11.1 30

8.5.2.2/ KIỂM TRA ỔN ĐỊNH DƯỚI NỀN MÓNG KHỐI QUY ƯỚC

- Theo mục 4.6.9 TCVN 9362-2012, Sức chịu tải tiêu chuẩn của nền đất tại đáy của móng khối qui ước:

II II II II 0 tc

+ m1, m2: Trị số điều kiện làm việc của đất nền và hệ số điều kiện làm việc của nhà hoặc công trình tác dụng qua lại với nền Tra bảng 15 TCVN 9362-2012

+ k tc : Hệ số tin cậy tùy thuộc vào phương pháp xác định các đặc trưng tính toán của đất Xác định theo mục 4.6.11

+γ ' II : Dung trọng trung bình của đất trên đáy móng

+ cII : Lực dính đơn vị của đất nằm trực tiếp dưới đáy móng

+ Tra bảng 15, ta có: m1 = 1.1 , m2 = 1, ktc = 1.1

- Ta có: φ II %.3 → A 0.798, B 4.195, D 6.743= = - Dung trọng đất trên đáy móng

- Sức chịu tải tiêu chuẩn của nền đất tại đáy của móng khối qui ước:

- Áp lực tiêu chuẩn tại đáy của móng khối qui ước được tính theo điều kiện sau: max min , ,

+ Fqu : Diện tích khối móng qui ước

+  N tc qu : Tổng lực tác dụng theo phương thẳng đứng lên đáy móng khối quy ước, bao gồm lực nén từ công trình, trọng lượng đài, trọng lượng cọc và trọng lượng phần đất nằm trong khối móng qui ước

* BẢNG NỘI LỰC LỰC MÓNG LÕI THANG ( M18 )

N min -265105 -14319.7 -150566 M3 min -259511 -13833.3 -151340 M3 max -176195 56041.99 123824.8 M2 min -247052 -77126.7 -78003.2 M2 max -180780 115921.8 54744.39

* TÍNH TOÁN SỨC CHỊU TẢI

- Tính toán minh họa trường hợp Nmin cho móng M18, các trường hợp còn lại tính tương tự

- Tổng lực tác dụng dưới đáy móng qui ước: tc min qu

- Độ lệch tâm theo phương X

- Độ lệch tâm theo phương Y

MKQU qu x qu y tc tc tc x y

- Tính lún cho MKQU tính từ độ sâu mũi cọc Z=-55 (m) xuống dưới

- Tính toán ví dụ cho lớp phân tố đầu tiên a/ Áp lực tâm đáy móng

* Áp lực tiếp xúc tại tâm đáy móng

* Áp lực gây lún tại tâm đáy móng p gl = p tb − ∑ 𝑦 𝑖 × 𝐿 𝑖 = 825.4 − 573.15 = 252.25 (kN/m2) m m kN/m3 kN/m2

LỚP chiều sâu Li y dn Li x y dn

=>> ∑ 𝑦 𝑖 × 𝐿 𝑖 = 573.15 (𝑘𝑁/𝑚2) b/ Phân chia lớp phân tố

- Chọn bề dày lớp phân tố : H = 0.5 m

Chú ý : Z tính từ tâm đáy móng đi xuống ( cao dộ -55m)

* Xét lớp phân tố Z=0 dến Z=0.5m

- Ứng suất trước khi xây dựng công trình

- Ứng suất gây lún tại độ sâu Z=0 ( L/B : Z/B ) = ( 1.103 ; 0.017 ) => K 0 = 0.999

- Ứng suất sau khi xây dựng công trình

** Đọ lún của lớp phân tố

+ Trước khi xây dựng công trình

 = − + − = + = (kN/m2) e 1 = -0.016 Ln(  tb1 ) + 0.54 = -0.016 Ln(613.3) + 0.54 = 0.437 (*TL)

+ Sau khi xây dựng công trình

 = − + − = + = (kN/m2) e 2 = -0.016 Ln(  tb2 ) + 0.54 = -0.016 Ln(865.4) + 0.54 = 0.432 (*TL)

=>> Các lớp phân tố còn lại tính toán tương tự

* Biểu đồ Scatter và dường Trendline để tìm giá trị của e1 và e2 theo ứng suất (*TL) :

Lớp phân tố z (m) Độ sâu

(m) Z/B Ko  1−1  s2-2 stb1 stb2 e1 e2 (cm) s s1-1 Ds/

PHƯƠNG TRÌNH TÍNH e1 , e2 S = 4.65 cm y1 = -0.016ln(x) + 0.54 Z tắt lún 13.5 m

=>> Dựa vào bảng tính trên ta thi ta sẽ dừng tính lún ở Z = 13.5 (m) và ở độ sâu cao trình -68.5 m

=>> Tổng đôl lún S=∑ 𝑛 𝑖=1 S i = 4.65 (cm )  S gh = 8 (cm)

8.5.2.5/ TÍNH TOÁN THÉP CHO ĐÀI MÓNG

- Nội lực trong đài móng được tính toán trong phần mềm SAFE bằng cách chia các dãy Strip có bề rộng 1m

- Thép dọc trong đài móng được tính toán theo công thức cấu kiện chịu uốn như tính toán dầm , sàn ở các phần trên

- Tính toán ví dụ cho 1 dãy strip của móng M18

TÊN VÀ MOMENT DÃY STRIP PHƯƠNG X

* TÍNH TOÁN VÍ DỤ CHO MOMENT LỚP DƯỚI THEO PHƯƠNG X CÓ M = 7755.2 kNm

- Cốt thép dầm sử dụng loại CB400-V : Rs = 350 MPa, Es = 21×10 4 MPa s s,el 4 s

- Chiều cao làm việc của tiết diện:

- Chiều cao vùng nén tương đối ξ ξ=1- (1 2ξ)=1- (1 2 0.0382) 0.0389− −  - Diện tích cốt thép chịu kéo: b b 0 s s ξγ R bh 0.0389 1 25 1000 2850

= =>> Chọn bố trí D32a100 có A s 43 (mm)

- Kiểm tra hàm lượng cốt thép: s

=>>Vậy μ Các dãy Strip còn lại được trình bày ở dạng bảng

* BẢNG TÍNH TOÁN THÉP CHO MÓNG M18 kNm mm mm mm2 mm mm mm2 %

LOẠI STRIP PHƯƠNG M H A As D a Asc U

8.5.3/ KIỂM TRA ỔN ĐỊNH NỀN VÀ TÍNH TOÁN THÉP CHO MÓNG M12

8.5.3.1/ KÍCH THƯỚC MÓNG KHỐI QUY ƯỚC

- Góc ma sát trung bình của lớp đất mà cọc xuyên qua kích thước móng khối qui ước: tb

+ Trọng lượng đài móng W Ð = V y BT r 25 1800 = ( kN )

- Kích thước tiết diện của móng khối qui ước

=>> Diện tích móng khối qui ước : Am = B qu,x B qu,y 14 6 (m2)

=>> Thể tích móng khối qui ước : Vm =AL c 6 49 04 (m3)

=>> Trọng lượng móng khối quy ước : W u =W d +44544y tb 00 9604 10.42 101873.7+  = (kN ) + tb 7 3.5 9.9 9.5 9 4.5 11.1 2 10.6 3.5 10.9 2 11.1 30

8.5.3.2/ KIỂM TRA ỔN ĐỊNH DƯỚI NỀN MÓNG KHỐI QUY ƯỚC

- Theo mục 4.6.9 TCVN 9362-2012, Sức chịu tải tiêu chuẩn của nền đất tại đáy của móng khối qui ước:

II II II II 0 tc

+ m1, m2: Trị số điều kiện làm việc của đất nền và hệ số điều kiện làm việc của nhà hoặc công trình tác dụng qua lại với nền Tra bảng 15 TCVN 9362-2012

+ k tc : Hệ số tin cậy tùy thuộc vào phương pháp xác định các đặc trưng tính toán của đất Xác định theo mục 4.6.11

+ A, B, D : Các hệ số không thứ nguyên lấy theo Bảng 14 phụ thuộc vào trị tính toán của góc ma sát trong φII

+ b : Cạnh bé (bề rộng) của đáy móng

+γ : Dung trọng của đất dưới đáy móng ( Mũi cọc ở lớp đất 6 ) II

+γ ' II : Dung trọng trung bình của đất trên đáy móng

+ cII : Lực dính đơn vị của đất nằm trực tiếp dưới đáy móng

+ Tra bảng 15, ta có: m1 = 1.1 , m2 = 1, ktc = 1.1

- Ta có: φ II %.3 → A 0.798, B 4.195, D 6.743= = - Dung trọng đất trên đáy móng

- Sức chịu tải tiêu chuẩn của nền đất tại đáy của móng khối qui ước:

- Áp lực tiêu chuẩn tại đáy của móng khối qui ước được tính theo điều kiện sau: max min , ,

+ Fqu : Diện tích khối móng qui ước

+  N tc qu : Tổng lực tác dụng theo phương thẳng đứng lên đáy móng khối quy ước, bao gồm lực nén từ công trình, trọng lượng đài, trọng lượng cọc và trọng lượng phần đất nằm trong khối móng qui ước

* BẢNG NỘI LỰC LỰC MÓNG M12

N min -19576.5 4.13 140.79 M3 min -18199.4 -415.73 -495.42 M3 max -16599.8 380.03 381.35 M2 min -17883.3 -464.67 -255.26 M2 max -16915.9 428.97 141.19

* TÍNH TOÁN SỨC CHỊU TẢI

- Tính toán minh họa trường hợp Nmin cho móng M12, các trường hợp còn lại tính tương tự

- Tổng lực tác dụng dưới đáy móng qui ước: tc min qu

- Độ lệch tâm theo phương X

- Độ lệch tâm theo phương Y

MKQU qu x qu y tc tc tc x y

- Tính lún cho MKQU tính từ độ sâu mũi cọc Z=-55 (m) xuống dưới

- Tính toán ví dụ cho lớp phân tố đầu tiên a/ Áp lực tâm đáy móng

* BẢNG TỔNG HỢP TÍNH TOÁN m m kN/m3 kN/m2

LỚP chiều sâu Li y dn Li x y dn

=>> ∑ 𝑦 𝑖 × 𝐿 𝑖 = 573.15 (𝑘𝑁/𝑚2) b/ Phân chia lớp phân tố

- Chọn bề dày lớp phân tố : H = 0.5 m

Chú ý : Z tính từ tâm đáy móng đi xuống ( cao dộ -55m)

* Xét lớp phân tố Z=0 dến Z=0.5m

- Ứng suất gây lún tại độ sâu Z=0 ( L/B : Z/B ) = ( 1 ; 0 ) => K 0 = 1

- Ứng suất gây lún tại độ sâu Z=0 ( L/B : Z/B ) = ( 1 ; 0.036 ) => K 0 = 0.998

** Đọ lún của lớp phân tố

+ Trước khi xây dựng công trình

 = − + − = + = (kN/m2) e 1 = -0.016 Ln(  tb1 ) + 0.54 = -0.016 Ln(613.3) + 0.54 = 0.437 (*TL)

+ Sau khi xây dựng công trình

 = − + − = + = (kN/m2) e 2 = -0.016 Ln(  tb2 ) + 0.54 = -0.016 Ln(659.7) + 0.54 = 0.436 (*TL)

=>> Các lớp phân tố còn lại tính toán tương tự

* Biểu đồ Scatter và dường Trendline để tìm giá trị của e1 và e2 theo ứng suất (*TL) :

PHƯƠNG TRÌNH TÍNH e1 , e2 S = 0.2 cm y1 = -0.016ln(x) + 0.54 Z tắt lún 2 m

=>> Dựa vào bảng tính trên ta thi ta sẽ dừng tính lún ở Z = 2 (m) và ở độ sâu cao trình -57 m

=>> Tổng đôl lún S=∑ 𝑛 𝑖=1 S i = 0.2 (cm )  S gh = 8 (cm)

8.5.3.5/ TÍNH TOÁN THÉP CHO ĐÀI MÓNG BẰNG KẾT QUẢ PHÂN TÍNH BẰNG PHẦN

- Nội lực trong đài móng được tính toán trong phần mềm SAFE bằng cách chia các dãy Strip có bề rộng 1m

- Thép dọc trong đài móng được tính toán theo công thức cấu kiện chịu uốn như tính toán dầm , sàn ở các phần trên

- Tính toán ví dụ cho 1 dãy strip của móng M12

TÊN VÀ MOMENT DÃY STRIP PHƯƠNG X

TÊN VÀ MOMENT DÃY STRIP PHƯƠNG Y

* TÍNH TOÁN VÍ DỤ CHO MOMENT LỚP DƯỚI THEO PHƯƠNG X CÓ M = 3250.4 kNm

=>>Vậy μ min Các dãy Strip và móng còn lại được trình bày ở dạng bảng

* BẢNG TÍNH TOÁN THÉP MÓNG kNm mm mm mm2 mm mm mm2 %

MÓNG LỚP STRIP PHƯƠNG M H a As d a Asc u LOẠI

DƯỚI A-M9 -3 X 3354.87 2000 150 5287 32 150 5371 0.29 D TRÊN A-M9 -2 X -268.08 2000 150 415 14 200 773 0.04 D DƯỚI B-M9 -4 Y 3210.2 2000 150 5055 32 150 5371 0.29 D TRÊN B-M9 -5 Y -278.01 2000 150 430 14 200 773 0.04 D kNm mm mm mm2 mm mm mm2 %

MÓNG LỚP STRIP PHƯƠNG M H a As d a Asc u LOẠI

*GHI CHÚ : KÍ HIỆU A , B lần lượt là strip theo phương X , Y

8.5.4/ TÍNH TOÁN THÉP CHO ĐÀI MÓNG BẰNG PHƯƠNG PHÁP TÍNH TAY

- Chọn tính toán ví dụ cho móng M12 , kích thước : Bx = 6 ( m ) , By = 6 ( m ) , H=2 ( m )

* BẢNG NỘI LỰC CHÂN CỘT

8.5.4.1/ KIỂM TRA PHẢN LỰC ĐẦU CỌC VÀ TÍNH TOÁN NỘI LỰC MÓNG

- Tính toán ví dụ cho trường hợp Nmin

- Phản lực đầu cọc vị trí P1 có xi = -1.2 ( m ) , yi = 1.3 ( m )

*BẢNG TÍNH TOÁN PHẢN LỰC ĐẦU CỌC MÓNG M12 m m kN tên xi yi p

- Sơ đồ tính là dầm console ngàm tại mép cột , cách tay đòn từ mép cột đến tâm cọc

8.5.4.2/ TÍNH TOÁN THÉP THEO CÔNG THỨC BÊ TÔNG CỐT THÉP

- Tính toán cốt thép theo phương X có Mx = 2149 ( kNm )

= =>> Chọn bố trí D32a200 có A s @36 (mm2)

=>>Vậy μ min Chọn bố trí D32a200 có A s @36 (mm2)

=>>Vậy μ min Phương Y có My = 2316 ( kNm ) =>> As = 3627 ( mm2 ) =>> Chọn D32a200 có As = 4036 ( mm2 )

*KẾT LUẬN : Kết quả từ phần mềm so với tính tay có sự chênh lệch là do phần mềm tính toán theo phương pháp phần từ hửu hạn và xét đến ảnh hưởng của nhiều trường hợp tải trọng , còn phương pháp tính tay là xét đến sơ đồ tính cơ bản theo quan niệm cũ nên có kết quả gần đúng Tóm lại chọn kết quả tính toán của phần mềm để thiên về an toàn hơn

8.5.4.4/ KIỂM TRA XUYÊN THỦNG CHO ĐÀI MÓNG

- Tính toán chọc thủng theo theo Mục 8.1.6.3 , công thức ( 131 ) , TCVN 5574 : 2018

+ F : Lực tập trung do ngoại lực

+ M x ,M y : Moment tập trung do ngoại lực

+M b u , =R W h bt 0 0 : Moment uốn giới hạn của đường bao tính toán tiết diện ngang

+ F b u , =R A bt b : Lực tập trung tới hạn của bê tông chịu được

+ A b = u h 0 : Diện tích xung quanh đường bao tính toán

+ u : chu vi đường bao tính toán tiết diện ngang

+ h 0 =0.5 ( h 0 x +h 0 y ): Chiều cao làm việc quy đổi theo hai phương X , Y

- Tính toán cho trường hợp Nmin có : N = -19576.5 ( kN ) , Mx = 4.13 ( kNm ) , My = 140.79 ( kNm )

- Xác định chiều cao làm việc quy đổi , chọn a = 150 ( mm )

- Xác định chu vi và diện tích xung quanh đường bao tính toán

- Xác điịnh moment uốn giới hạn của đường bao tính toán tiết diện ngang

- Kiểm tra xuyên thủng đài cọc

=>> Đài móng M12 thỏa điều kiện xuyên thủng , các móng còn lại kiểm tra tương tự được trình bày dưới dạng bảng ở phụ lục

8.6/ CHỈ DẨN KỸ THUẬT VỀ ĐOẠN NEO , NỐI CHO CÔNG TRÌNH

* Chiều dài đoạn neo cốt thép cho toàn bộ công trình

- Theo mục 10.3.5.5 TCVN 5574:2018, Chiều dài đoạn neo cốt thép tính toán: s.cal an 1 0.an s.ef

• α 1 : Hệ số, kể đến ảnh hưởng của trạng thái ứng suất của bê tông và cốt thép và ảnh hưởng của giải pháp cấu tạo vùng neo của cấu kiện đến chiều dài neo o α 1 =1:Thanh cốt thép chịu kéo o α 1 =0.75:Thanh cốt thép chịu nén

• L 0.an : Chiều dài neo cơ sở, được xác định theo công thức (*)

• A s.cal , A s.ef : Diện tích tiết diện ngang của cốt thép lần lượt theo tính toán và theo thực tế

• η 1 : Hệ số kể đến ảnh hưởng của loại bề mặt cốt thép o η 1 =1.5: Cốt thép thanh trơn o η 1 =2: Cốt thép kéo (hoặc cán) nguội có gân o η 1 =2.5: Cốt thép cán nóng có gân và cốt thép gia công cơ nhiệt có gân

• η 2 : Hệ số kể đến ảnh hưởng của cỡ đường kính cốt thép o η 2 =1: Đường kính thép d 32mm o η 2 =0.9: Đường kính thép d 36mm

• u s : Chu vi tiết diện của cốt thép

* Chiều dài đoạn nối cốt thép

Theo mục 10.3.6.2 TCVN 5574:2018, Chiều dài đoạn nối cốt thép tiêu chuẩn khi không có động đất:

  s.cal lap 2 0.an 2 0.an s.ef

• α 2 : Hệ số, kể đến ảnh hưởng của trạng thái ứng suất của cốt thép thanh o α 2 =1.2: Cốt théo chịu kéo o α 2 =0.9: Cốt théo chịu nén

• L 0.an : Chiều dài đoạn neo cơ sở, được xác định theo công thức (*)

• A s.cal , A s.ef : Diện tích tiết diện ngang của cốt thép lần lượt theo tính toán và theo thực tế Với s.cal s.ef

A cho cả 2 trường hợp cốt thép chịu kéo và nén

- Tính minh họa chiều dài neo và nối cốt thép cho vách sử dụng bê tông B45

- Chọn đường kính thép lớn nhất trong dầm để tính toán neo và nối cốt thép

- Chiều dài đoạn neo cơ sở:

- Chiều dài đoạn neo cốt thép tính toán trong vùng chịu kéo: s.cal an 1 0.an s.ef

→ Chọn chiều dài neo trong vùng kéo là 25d

- Chiều dài đoạn neo cốt thép tính toán trong vùng chịu nén: s.cal an 1 0.an s.ef

→ Chọn chiều dài neo trong vùng nén là 20d

- Chiều dài đoạn nối cốt thép tiêu chuẩn trong vùng chịu kéo:

→ Chọn chiều dài nối trong vùng kéo là 30d

- Chiều dài đoạn nối cốt thép tiêu chuẩn trong vùng chịu nén:

→ Chọn chiều dài nối trong vùng nén là 25d

Theo mục 3.4.2 TCVN 198:1997, chiều dài nối buộc cốt thép của cột, vách lấy bằng 1.5Llap (đối với động đất yếu) hoặc 2Llap (đối với động đất trung bình và mạnh):

- Chiều dài đoạn nối cốt thép tính toán trong vùng chịu kéo: t lap

- Chiều dài đoạn nối cốt thép tính toán trong vùng chịu nén: c lap

Vị trí Chiều dài neo cốt thép Chiều dài nối cốt thép

Dầm Cột, vách, móng Dầm Cột, vách, móng

BIỆN PHÁP THI CÔNG TẦNG HẦM

NỘI LỰC HỆ SHORING

- Sử dụng phần mềm Etabs để kiểm tra khả năng chịu lực của hệ shoring

- Tính toán kiểm tra hệ shoring bằng công thức kết cấu thép TCVN 5575 : 2012

- Xuất nội lực lên thanh dầm biên từ Plaxis để mô hình vào Etabs

Nội lực trong thanh Shoring 2 Fmax = -83.56 ( kNm ) trong gia đoạn 8

* MÔ HÌNH SHORING TRONG ETABS

TÍNH TOÁN KIỂM TRA HỆ GIẰNG ( HỆ SHORING )

Vật liệu Modun đàn hồi E

Cường độ tính toán f (kN/m 2 )

* ĐẶC TRƯNG HÌNH HỌC h (mm) b f

(cm 4 ) (cm 3 ) (cm) (cm 4 ) (cm 3 ) (cm) (cm 2 )

* XÁC ĐỊNH CHIỀU DÀI TÍNH TOÁN

- Theo Bảng D1 phụ lục D TCVN 5575-2012 ta có sơ đồ tính liên kết giữa 2 dầm I là liên kết khớp

- Chiều dài tính toán mặt phẳng trong khung của cột:

Chiều dài tính toán ngoài mặt phẳng khung ly lấy bằng khoảng cách hai điểm ngăn cản chuyển vị cột theo phương ngoài mặt phẳng khung, tức là bằng khoảng cách giữa hai giằng ly = 6.5 ( m )

* KIỂM TRA ĐIỀU KIỆN KHỐNG CHẾ ĐỘ MẢNH

Chọn nội lực tại chân cột để kiểm tra

 = =i  - Độ mảnh quy ước của cột:

 =  E =  - Độ lệch tâm tương đối:

=  =   - Độ lệch tâm tính đổi: m e =m=1.52 0.06 =0.09 < 20

 =1.52: hệ số ảnh hưởng hình dạng tiết diện, lấy bảng D.9, phụ lục D, TCVN 5575:2012

Từ  = 2.3, m e = 0.09 tra bảng ta được:  e =0.8

- Theo bảng 25 TCVN 5575:2012, độ mảnh giới hạn của cột nén lệch tâm:

 =   =   = → Thoả mãn điều kiện khống chế độ mảnh

* KIỂM TRA ĐIỀU KIỆN BỀN

- Độ lệch tâm tương đối:

=>> Không cần kiểm tra điều kiện bền

* KIỂM TRA ĐIỀU KIỆN ỔN ĐỊNH TỔNG THỂ TRONG MẶT PHẲNG KHUNG

- Độ lệch tâm tương đối:

Từ  = 2.3, m e = 0.09 tra bảng ta được:  e =0.8

- Kiểm tra điều kiện bền ổn định tổng thể trong mặt phẳng khung

=  - Độ lệch tâm tương đối theo M’:

=  =   =>> Vì m x = 0.04 < 5 Nên ta tính hệ số c theo công thức sau (mục 7.4.2.5 TCVN 5575-2012):

- Độ mảnh của cột ngoài mặt phẳng khung:

- Hệ số  và  phụ thuộc vào m x tra bảng 16, TCVN 5575:2012 ta được:

=>> Thỏa điều kiện ổn định tổng thể

* KIỂM TRA ỔN ĐỊNH CỤC BỘ CỦA BẢN CÁNH CỘT

- Ổn định cục bộ của bản cánh được kiểm tra theo công thức: 0 0 f f b b t t

- Theo Mục 7.6.3.3 và Bảng 35, TCVN 5575:2012 =>> 0.8 = 2.34

=>> Thỏa điều kiện ổn định cục bộ đối với bản cánh

* KIỂM TRA ĐIỀU KIỆN ỔN ĐỊNH CỤC BỘ BẢN BỤNG

- Bản bụng cột được kiểm tra ổn định theo công thức sau: w w w w h h t t

- (Mục 7.6.1, TCVN 5575:2012), đối với cột chịu nén lệch tâm và nén uốn, tiết diện chữ I hoặc hình hộp mà điều kiện ổn định được kiểm tra theo điều kiện ổn định tổng thể ngoài mặt phẳng uốn thì giá trị giới hạn của hw/tw phụ thuộc vào giá trị của thông số    1

= − (với là ứng suất nén lớn nhất tại biên của bản bụng, mang dấu “+”, khi không kể đến các hệ số   e , exy hoặc c  , 1 là ứng suất tại biên tương ứng của bản bụng): x

- Trong đó: y là khoảng cách từ trọng tâm tiết diện đến thớ chịu kéo và chịu nén của bản bụng, với tiết diện đối xứng thì

=>> Độ mảnh giới hạn của bản bụng được xác định theo công thức: w

= −  =  −  - Với  là ứng suất tiếp trung bình:

= =     =>> Thỏa độ mảnh của bản bụng

- Tiết diện I 400x400x13x21 có Ab - Chiều sâu kingpost ở độ sâu 15 m =>> Chỉ số SPT trong đất dính dưới mũi cọcN c i , = 8

* Cường độ sức kháng của đất dưới mũi cọc

- Cường độ sức kháng trung bình lớp đất dính ( tính toán ví dụ cho lớp đất 2 có y dn = 9.9 ( kN/m3 ) , lớp phân tố dày 2m , độ sâu từ 13.5 – 15 m )

SÂU N spt cu Nsi Li fi fi xLi

=>> SỨC CHỊU TẢI CỌC THEO XUYÊN CHUẨN SPT THEO CÔNG THỨC CỦA VIỆN KIẾN TRÚC NHẬT BẢN

- Sức chịu tải thiết kế của Kingpost

=>> Pmax = 47.67 9 ( kN ) ≤ R cd = 392.1 ( kN ) =>> Kingpost đủ khả năng chịu lực

Tiêu đề	Thao Dien Pearl Building
Tác giả	Quách Phước Hoàng
Người hướng dẫn	ThS. Nguyễn Thanh Tú
Trường học	Trường Đại Học Sư Phạm Kỹ Thuật Thành Phố Hồ Chí Minh
Chuyên ngành	Ngành CNKT Công Trình Xây Dựng
Thể loại	Khóa Luận Tốt Nghiệp
Năm xuất bản	2023
Thành phố	Tp. Hồ Chí Minh

Định dạng
Số trang	164
Dung lượng	11,23 MB