06 trTRẦN PHƯỚC SINH TPHỤ LỤC

Trang 13 1.2 Tải trọng gió động 1.2.1 Cơ sở lý thuyết tính toán thành phần động của gió Giá trị tiêu chuẩn thành phần động của gió tác dụng lên phần tử j của dạng dao động thứ I được xác

TẢI TRỌNG GIÓ

Tải trọng của gió tĩnh

Giá trị tiêu chuẩn thành phần tĩnh của tải trọng gió tại cao độ z xác định theo:

W o - giá trị áp lực gió theo phân vùng áp lực gió, phụ lục D – TCVN 2737:1995 k z - hệ số tính đến sự thay đổi của áp lực gió theo độ cao, xác định theo bảng 5 – TCVN 2737:1995 c – hệ số khí động, đối với mặt đón gió (gió đẩy) c= +0.8; mặt khuất gió (gió hút) c= -0.6 Tổng hệ số mặt đón và khuất gió c0.6 0.8 1.4 

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

Bảng 1-1: Bảng giá trị các vùng gió

Vùng áp lực gió trên bảng đồ I II III IV V

Theo mục 6.4.1 TCVN 2737 – 1995 Đối với ảnh hưởng của bão được đánh giá là yếu tố, giá trị áp lực gió W o được giảm đi 12 daN/m 2 đối cới vùng II-A

Công trình của sinh viên nằm ở quận Bình Thạnh, Tp Hồ Chí Minh thuộc vùng gió II-A, dạng địa hình C: W 0  95 12   83  daN m / 2 

Tải trọng gió tác dụng lên bản sàn: WW j S j (kN)

W j - áp lực gió tĩnh (kN m/ 2 ), 1 ( 2 )

  - diện tích đón gió của từng tầng h j ,h j  1 - chiều cao tầng j, j-1 ; B - bề rộng đón gió

Bảng 1-2: Bảng tính gió tĩnh theo phương X và phương Y tác dụng lên công trình

STT Tầng Chiều cao tầng (m)

Cao độ sàn Chiều cao đón gió (m) k (zj)

W đẩy W hút Mặt đón gió B (m) W (kN)

(m) (kN/m 2 ) (kN/m 2 ) By Bx Wx Wy

Tải trọng gió động

1.2.1 Cơ sở lý thuyết tính toán thành phần động của gió

Giá trị tiêu chuẩn thành phần động của gió tác dụng lên phần tử j của dạng dao động thứ I được xác định theo công thức:

 Mj: khối lượng tập trung của phần công trình thứ j

  i : hệ số động lực ứng với dạng dao động thứ I không thứ xuyên

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

 y ji : dịch chuyển ngang tỉ đối của trọng tâm phần công trình thư j ứng dạng dao động riêng thứ I, không thứ xuyên

Hệ số xác định  i ứng với dạng dao động thứ I, không thứ nguyên, được xác định dựa vào đồ thị xác định hệ số động lực trong TCXD 229-1999, phụ thuộc vào hệ số  i và độ giảm loga của dao động Do công trình bằng BTCT nên có δ= 0,3

Thông số  i xác định theo công thức:

 γ: hệ số độ tin cậy lấy bằng 1.2

 W 0  N / m 2 - giá trị áp lực gió, đã xác định ở trên W = 830 N/m 0  2 

 f i : tần số dao động riêng thứ I (Hz).

Hệ số  i được xác định bằng công thức:

Trong công thức trên, WFj là giá trị tiêu chuẩn thành phần động của tải trọng gió tác dụng lên phần thứ j của công trình, ứng với các dạng dao động khác nhau chỉ để kể đến ảnh hưởng của xung vân tốc gió, có thứ nguyên là lực xác định theo công thức:

 i - hệ số áp lực động của tải trọng gió ở độ cao zj ứng với phần tử thứ j của công trình Trong TCVN 2737 – 1995

Sau khi đã xác định đầy đủ các thông số M , , , y j   i i i ta xác định được giá trị tiêu chuẩn thành phần động của gió tác dụng lên phần tử j ứng với dạng dao động thứ I, W P JI ( )

Hình 1-1: Các dạng dao động công trình

1.2.2 Kết quả phân tích động học

+ Hệ số dao động Mass Source: 100% Tĩnh tải + 50% Hoạt tải toàn phần

+ Sử dụng phần mềm Etabs 2016 khảo sát dao động với 12 mode dao động công trình

Bảng 1-3: Bảng phần trăm khối lượng tham gia dao động theo phương X, Y

1.2.3 Kết quả tính toán gió động

 Xét Modal 1 dao động theo phương X- Dạng dao động thứ nhất:

Bảng 1-3: Bảng tính gió động modal 1, theo phương X

(kN) y ji y ji W Fj y 2 ji M j ψ i

1 3.749 0.2667 0.1094 0.0043 0.4057 Xét Couple giữa phương X và xoắn

2 2.919 0.3426 0.0031 0.546 0.001 Xét Thuần túy theo phương Y

3 2.42 0.4132 0.4611 0.001 0.0942 Xét Thuần túy theo phương X

 Xét Modal 2 dao động theo phương Y- Dạng dao động thứ nhất:

Bảng 1-5: Bảng tính gió động modal 2, theo phương Y

 Xét Modal 3 dao động theo phương X- Dạng dao động thứ nhất:

Bảng 1-6: Bảng tính gió động modal 3, theo phương X

1.2.4 Kết quả tổng hợp tải trọng gió

Tải trọng gió được nhập vào tâm hình học của bề mặt đón gió đối với gió tĩnh và gió động được gán vào tâm khối lượng của các tầng công trình trong mô hình Etabs

Gió động X(GDX) được tổ hợp như sau: GDX  GDX 2 1 GDX 2 2   GDX 2 n

Gió động Y(GDY) được tổ hợp như sau: GDY  GDY 2 1 GDY 2 2   GDY 2 n

Bảng 1-7: Bảng kết quả tổng hợp tải trọng gió

Thành phần gió tĩnh Thành phần gió động Tọa độ Moment phương Z

W yj (kN) Tâm hình học Tâm khối lượng M Zx M zy

TẢI TRỌNG ĐỘNG ĐẤT

Tổng quan về động đất

Động đất là một hiện tượng vật lý phức tạp đặc trưng qua sự chuyển động hỗn loạn của vỏ trái đất, có phương và cường độ thay đổi theo thời gian Động đất xảy ra một cách bất ngờ và không kéo dài

Quan niệm hiện đại trong tính toán thiết kế kháng chấn

Sự làm việc của công trình xây dựng trong thời gian xảy ra động đất phụ thuộc vào hai yếu tố chính:

- Cường độ động đất hoặc độ lớn động đất

Do đó quan điểm thiết kế kháng chấn hiện nay là chấp nhận tính không chắc chắn của hiện tượng động đất để tập trung vào việc thiết kế các công trình có mức độ an toàn chấp nhận được

Theo TCVN 9386-2012 ta có các phương pháp phân tích như sau:

 Phương pháp phân tích đàn hồi tuyến tính

- Phương pháp “phân tích phổ phản ứng dao động”

- Phương pháp “phân tích lực ngang tương đương”

- Phương pháp tĩnh phi tuyến

- Phương pháp phi tuyến theo thời gian Để tính toán lực động đất, ta cần các định các thông số được trình bày trong các bước sau:

Bước 1: Phân tích dao động công trình

+ Xác định hệ số Mass Source

+ Lựa chọn phương pháp phân tích động đất phù hợp

Bước 2: Xác định các đặc trưng

+ Hệ số tầm quan trọng

+ Bản chất dao động: Mức độ phân tán năng lượng thông qua hệ số ứng xử q + Xác định khối lượng tham gia dao động thông qua bước phân tích trên

Bước 3: Xác định phổ thiết kế

+ Tính toán phổ thiết kế Sd(T) theo phương ngang

Bước 4: Tính lực cắt đáy F b

+ Lực cắt đáy tính toán dựa theo phương pháp phân tích động đất đã chọn theo TCVN 9386:2012

+ Phân phối lực động đất lên các tầng

Bước 5: Tổ hợp giá trị tải trọng động đất

+ Động đất theo phương X (DDX) được tổ hợp như sau:

+ Động đất theo phương Y (DDY) được tổ hợp như sau:

2.1.2 Xác định hệ số Mass Source

Theo Mục 3.2.4, TCVN 9386:2012, các hiệu ứng quán tính của tác động động đất thiết kế phải được xác định có xét đến khối lượng liên quan đến tất cả các lực trọng trường xuất hiện trong tổ hợp tải trọng như sau:

+ G k j , – Tĩnh tải trong công trình

+ Q k i , - Hoạt tải trong công trình

+ “+” có nghĩa là “tổ hợp với”

+  E i ,  2, i - Hệ số tổ hợp tải trọng đối với tác động thay đổi thứ i ( Mục 4.2.4,

+  - Giá trị tra bảng ( Bảng 4.2 , TCVN 9386:2012)

+  2,i - Giá trị tra bảng ( Bảng 3.4 , TCVN 9386:2012)

Công trình đang xét gồm các tác động A, D, E, G, H ( Bảng 3.4 , TCVN 9386:2012)

 Áp dụng mô hình ETABS:

Bảng 2-1: Hệ số Mass Source

STT Load Patterns Hệ số Mass Source

Với chu kì T1 = 2.517s, không thỏa mãn các yêu cầu của phương pháp tĩnh lực ngang tương đương:

 Dùng phương pháp phân tích phổ phản ứng dao động là hợp lý

Bảng 2-2: Bảng % khối lượng tham gia dao động theo phương X,Y

Tổng % khối lượng hữu hiệu tham gia dao động phương X: 92.68%

Tổng % khối lượng hữu hiệu tham gia dao động phương Y: 93.05%

Theo Mục 4.3.3.3, TCVN 9386:2012, phân tích phổ phản ứng dao động, phải xét đến phản ứng của tất cả các dao động góp phần đáng kể vào phản ứng tổng thể của tòa nhà Phải thỏa mãn một trong hai điều kiện sau:

+ Tổng khối lượng hữu hiệu tham gia dao động của các dạng dao động (Mode) được xét đến chiếm ít nhất 90% tổng trọng lượng của kết cấu

+ Tất cả các dạng dao động (Mode) có khối lượng hữu hiệu lớn hơn 5% của tổng khối lượng đều được xét tới

2.1.4 Tính toán theo phương pháp phổ phản ứng

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

Phương pháp phân tích phổ phản ứng là phương pháp có thể áp dụng cho tất cả các loại nhà

2.1.4.1 Phổ thiết kế Sd (T) theo phương ngang Được xác định bằng các biểu thức sau:

+ T – Chu kì dao động của hệ tuyến tính một bậc tự do

+ ag – Gia tốc nền thiết kế (a g   1 a gR )

+ TB – Giới hạn dưới của chu kỳ, ứng với đoạn nằm ngang của phổ phản ứng gia tốc + TC – Giới hạn trên của chu kỳ, ứng với đoạn nằm ngang của phổ phản ứng gia tốc

+ TD – Giá trị xác định điểm bắt đầu của phần phản ứng dịch chuyển không đổi trong phổ phản ứng

+  - Hệ số ứng với cận dưới của phổ thiết kế theo phương nằm ngang,  0.2

2.1.4.2 Phổ thiết kế Sd (T) theo phương đứng Được xác định bằng các biểu thức như ở phổ thiết kế theo phương ngang

+ Gia tốc nền thiết kế theo phương ngang ag được thay bằng gia tốc nền thiết kế avg + S được lấy bằng 1

+ Các tham số khác được định nghĩa như trong phổ ngang

Bảng 2-3: Các giá trị kiến nghị cho các tham số mô tả phổ phản a vg /a g T B (s) T C (s) T D (s)

Lực cắt đáy do động đất được tính toán theo công thức: F b S T d ( ) i W i

+ Wi – Trọng lượng hữu hiệu tương ứng với dạng dao động thứ i, W i %Mass W j Tác động động đất phân phối lên các tầng như sau:

+ Fi – Lực ngang tác dụng tại tầng thứ i

+ Fb – Lực cắt đáy do động đất

+ yi,j – Chuyển vị của các trọng lượng mi, mj của dạng dao động thứ i

+ Wi, Wj – Trọng lượng tập trung tại các tầng

2.1.6.1 Đặc trưng đất nền công trình

Căn cứ vào vị trí công trình tại Quận Bình Thạnh, Thành Phố Hồ Chí Minh

Cấp động đất được xác định theo thang MSK-64, Phụ lục I, TCVN 9386:2012, công trình có cấp động đất là VII

Bảng 2-4: Thang phân chia cấp động đất

Cấp động đất Đỉnh gia tốc nền (a)g Cấp động đất Đỉnh gia tốc nền (a)g

Theo Phụ lục F “Phân cấp, phân loại công trình xây dựng” trong TCVN 9386:2012 thì công trình được xếp vào công trình cấp II Ứng với công trình cấp II như trên, theo Phụ lục E “Mức độ và hệ số tầm quan trọng” trong

TCVN 9386:2012 thì hệ số tầm quan trọng  I 1.00

Căn cứ vào Bảng 3.1 “Các loại nền đất” trong TCVN 9386:2012, đất nền của công trình thuộc loại

Căn cứ Bảng 3.2 “Giá trị của các tham số mô tả các phổ phản ứng đàn hồi” trong TCVN 9386:2012

Bảng 2-5: Bảng giá trị các tham số mô tả các phổ phản ứng đàn hồi

Hệ số tầm quan trọng  I 1.00 công trình thuộc cấp II Độ cản nhớt  5%

Gia tốc nền thiết kế a g a gR  I 0.0853g1.000.0853g0.8368(m s/ 2 ) Động đất mạnh, a g 0.0853g0.08g

Cần phải tính toán và cấu tạo kháng chấn theo quy định của TCVN 9386:2012

Bảng 2-6: Phần trăm tham gia dao động

DD Công thức Sd (Ti) TGDD

Phổ thiết kế theo phương đứng

Căn cứ Điều 4.3.3.5.2, TCVN 9386:2012, thành phần thẳng đứng của tải trọng động đất chỉ cần xem xét khi a vg > 0.25g

Công trình nằm ở Quận Bình Thạnh với: vg vg g g a =0.9 a =0.9×a = 0.9×0.08368g = 0.07512g < 0.25g a 

Không cần xét đến thành phần đứng của tải trọng động đất

2.1.6.4 Hệ số ứng xử q đối với các tác động động đất theo phương nằm ngang

Khả năng kháng chấn của hệ kết cấu trong miền ứng xử phi tuyến thường cho phép thiết kế kết cấu với các lực động đất bé hơn so với các lực ứng với phản ứng đàn hồi phi tuyến Để tránh phải phân tích trực tiếp các kết cấu không đàn hồi, người ta kể đến khả năng tiêu tán năng lượng chủ yếu thông qua ứng xử dẻo của các cấu kiện và các cơ cấu khác bằng cách phân tích đàn hồi dựa trên phổ phản ứng được chiết giảm từ phổ phản ứng đàn hồi, vì thế phổ này được gọi là “phổ thiết kế” Sự chiết giảm được thực hiện bằng cách đưa vào hệ số ứng xử q

Theo Mục 5.2.2.2, TCVN 9386:2012, giá trị giới hạn trên của hệ số ứng xử q để tính đến khả năng tiêu tán năng lượng, phải được tính cho từng phương khi thiết kế như sau: o w q= q k 1.5

+ qo – Giá trị cơ bản của hệ số ứng xử, phụ thuộc vào loại kết cấu và tính đều đặn của nó theo mặt đứng

+ kw – Hệ số phản ánh dạng phá hoại phổ biến trong hệ kết cấu có tường chịu lực

Bảng 2-7: Giá trị cơ bản của hệ số ứng q 0 cho hệ có sự đều đặn theo mặt đứng

Loại kết cấu Cấp dẻo kết cấu TB Cấp dẻo kết cấu cao

Hệ khung, hệ hỗn hợp, hệ tường kép 3.0α /α u 1 4.5α /α u 1

Hệ không thuộc hệ tường kép 3.0 4.0α /α u 1

Hệ kết cấu chịu lực của công trình là: Hệ kết cấu hỗn hợp tương đương khung

+ kw = 1 – Đối với hệ khung và hệ kết cấu hỗn hợp tương đương khung

1 α =1.3 α - Do nhà có tính đều đặn trong mặt bằng, căn cứ vào Mục 4.2.3.2, TCVN

+  1 - Giá trị để nhân vào giá trị thiết kế của tác động động đất theo phương nằm ngang để trong mọi cấu kiện của kết cấu sẽ đạt giới hạn độ bền chịu uốn trước tiên, trong khi tất cả các tác động khác vẫn không đổi

+  u - Giá trị để nhân vào giá trị thiết kế của tác động động đất theo phương nằm ngang sẽ làm cho khớp dẻo hình thành trong một loại tiết diện đủ để dẫn đến sự mất ổn định tổng thể kết cấu, trong khi tất cả các giá trị thiết kế của các tác động khác vẫn không đổi Hệ số  u có thể thu được từ phân tích phi tuyến tính tổng thể

Công trình được xem xét là đều đặn cả về mặt đứng ( Mục 4.2.3.3, TCVN 9386:2012) nên vẫn giữ nguyên giá trị q o = 3.9

Hệ số ứng xử q với tác động theo phương ngang của công trình: o w q= q k = 3.9×1 = 3.9 > 1.5

Bảng 2-8: Bảng tổng hợp các hệ số tính động đất Đại lượng Giá trị Đơn vị

Gia tốc nền thiết kế a g 0.8368 m/s 2

Hệ số tầm quan trọng  I 1.00 -

Hệ số ứng xử theo phương ngang q 3.9 -

Giới hạn dưới của chu kì TB 0.2 s

Giới hạn trên của chu kì TC 0.6 s

Giá trị xác định điểm bắt đầu của phần phản ứng TD 2.0 s

2.1.7 Kết quả tính toán lực phân bố lên các tầng

Bảng 2-9: Bảng tổng hợp lực động đất tính toán phương X,Y lên các tầng

TỔNG HỢP DAO ĐỘNG ĐỘNG ĐẤT

- (kN) (kN) (kN) (kN) (kN) (kN) (kN) (kN) (kN) (kN) (m) (m)

THIẾT KẾ SÀN TẦNG ĐIỂN HÌNH

Kiểm tra chuyển vị toàn phần có kể đến sự hình thành vết nứt

Đối với các vật liệu có tính từ biến cần phải kể đến sự tăng độ võng theo thời gian

Bê tông là vật liệu dễ bị nứt ở vùng chịu kéo khi có tải trọng tác dụng Do đó khi tính độ võng của sàn ta phải kể đến ảnh hưởng của sự hình thành vết nứt

3.1.1 Kiểm tra điều kiện hình thành vết nứt sàn

Bảng 3-2: Kiểm tra điều kiện hình thành vết nứt Đặc trưng Giá trị Đơn vị Định nghĩa

Bê tông B30 - Cấp độ bền chịu nén của bê tông

Cốt thép CB400-V - Cốt thép sử dụng

Rb 17 MPa Cường độ chịu nén tính toán của bê tông B30

Rbt,ser 1.75 MPa Cường độ chịu kéo tính toán của bê tông B30

Rs 350 MPa Cường độ chịu kéo của thép CB400-V

Es 200000 MPa Mô đun đàn hồi thép CB4000-V

Eb 32500 MPa Mô đun đàn hồi bê tông B30 b 1000 mm Bề rộng tiết diện tính toán h 220 mm Chiều cao tiết diện tính toán a 30 mm Khoảng cách từ tâm thép vùng chịu kéo đến mép ngoài lớp bê tông bảo vệ

As 769.7 mm 2 Diện tích cốt thép chịu kéo, tại vị trí đang xét:

Moment toàn phần do ngoại lực trên tiết diện đang xét h0 90 mm Khoảng cách từ tâm thép chịu kéo đến mép ngoài của bê tông chịu nén, h0 = h - a m 0.0041 - Hàm lượng cốt thép tại tiết diện đang xét a 6.154 - Tỷ số mô đun đàn hồi thép/ mô đun đàn hồi bê tông:

I 887333333.3 mm 4 Moment quán tính của tiết diện bê tông

Is 23344500.21 mm 4 Moment quán tính của tiết diện cốt thép chịu kéo

Ired 1030991796 mm 4 Moment quán tính của tiết diện quy đổi với trọng tâm của nó: Ired = I + Is

Ab 220000 mm 2 Diện tích tiết diện ngang của bê tông

Ared 224736.6 mm 2 Diện tích tiết diện ngang quy đổi của cấu kiện: Ared

St,red 20839271.7 mm 3 Moment tĩnh của tiết diện quy đổi của cấu kiện đối với thớ bê tông chịu kéo nhiều hơn

Khoảng cách từ thớ bê tông chịu kéo nhiều nhất đến trọng tâm tiết diện quy đổi của cấu kiện: yt = St,red/Ared

Wred 11118507.87 mm 3 Moment kháng uốn: Wred = Ired/yt ex 49.97 mm Khoảng cách xác định bằng công thức: ex = Wred/Ared g 1.3 - Hệ số lấy bằng 1.3

Wpl 1454060.2 mm 3 Moment kháng uốn đàn hồi của tiết diện quy đổi theo vùng chịu kéo của tiết diện: Wpl = Wred

Moment hình thành vết nứt có kể đến các biến dạng không đàn hồi của vùng bê tông chịu kéo: Mcrc WplRbt,ser  (Nex) Kiểm tra Mcrc < M Vì vậy, tiết diện xuất hiện vết nứt

Kết luận Bản sàn xuất hiện vết nứt, cần tính toán hạn chế bề rộng vết nứt theo

3.1.2 Tính toán độ võng của sàn khi có xuất hiện vết nứt

Dựa vào Mục 8.2.3.2.1 TCVN 5574 – 2018, tính toán độ võng của cấu kiện bê tông cốt thép được tiến hành theo điều kiện: f   f gh :

    lần lượt là độ cong của cấu kiện ở gối trái và gối phải;

    lần lượt là độ cong của cấu kiện tại các tiết diện đố xứng nhau và i và i’ (i=i’) ở phía trái và phía phải của trục đối xứng (giữa nhịp);

  là độ cong của cấu kiện tại giữa nhịp; n là số chẵn các đoạn bằng nhau được chia từ nhịp, lấy không nhỏ hơn 6; Ở đây, sinh viên tiến hành chia nhịp L.4 (m) thành 6 đoạn bằng nhau và thực hiện tính toán võng tại từng vị trí, kết quả tính toán được trình bày ở bản bên dưới

Bảng 3-3: Tổng hợp Moment tại từng vị trí (6 vị trí)

Vị trí M NH M DH M TP

Giá trị M NH : Tác dụng của tải tạm thời ngắn hạn (HTNH – TC);

Giá trị M DH : Tác dụng của tải thường xuyên và tạm thời dài hạn (TTTC+HTDH – TC); Gía trị M TP : Tác dụng của tải thường xuyên và tạm thời dài hạn (TTTC+HTTP – TC);

Bảng 3-4: Kết quả tính độ võng sàn kể đến hình thành vết nứt tại gối trái

Các đặc trưng Giá trị Đơn vị

MTP = 57.26 kN.m/m > Mcrc = 25.295 kN.m/m Tính toán theo độ võng dài hạn có nứt - Độ cong (1/r)1 (1/r)2 (1/r)3 -

Es,red 200000 200000 200000 MPa as2 13.636 13.636 2.00 - xm 53.524 53.524 22.696 mm

Bảng 3-5: Kết quả tính độ võng sàn kể đến hình thành vết nứt tại vị trí 2L

MTP = 12.91 kN.m/m < Mcrc = 25.295 kN.m/m Tính toán theo độ võng dài hạn không nứt - Độ cong (1/r)1 (1/r)2 (1/r)3 -

Bảng 3-6: Kết quả tính độ võng sàn kể đến hình thành vết nứt tại vị trí 3L

MTP = 30.57kN.m/m > Mcrc = 25.295 kN.m/m Tính toán theo độ võng dài hạn có nứt - Độ cong (1/r)1 (1/r)2 (1/r)3 -

Es,red 200000 200000 200000 MPa as2 13.636 13.636 2.00 - xm 53.524 53.524 22.696 mm

Bảng 3-7: Kết quả tính độ võng sàn kể đến hình thành vết nứt tại giữa nhịp sàn

Es,red 200000 200000 200000 MPa as2 13.636 13.636 2.00 - xm 53.524 53.524 22.696 mm

Bảng 3-8: Kết quả tính độ võng sàn kể đến hình thành vết nứt tại vị trí 5R

Bảng 3-9: Kết quả tính độ võng sàn kể đến hình thành vết nứt tại vị trí 6R

Bảng 3-10: Kết quả tính độ võng sàn kể đến hình thành vết nứt tại vị trí gối phải

33 Độ cong toàn phần của cấu kiện chịu uốn có xuất hiện vết nứt trong vùng trong vùng chịu kéo:

  là độ cong do tác dụng ngắn hạn của toàn bộ tải trọng

  là độ cong do tác dụng ngắn hạn của tải trọng thường xuyên và tạm thời dài hạn

  là độ cong do tác dụng dài hạn của tải trọng thường xuyên và tạm thời dài hạn Độ cong của cấu kiện bê tông cốt thép (1/r) do tác dụng của các tải trọng tương ứng:

+ D là độ cứng chống uốn cuả tiết diện ngang quy đổi của cấu kiện:

- Eb1 là modul biến dạng của bê tông chịu nén

Khi có tác dụng ngắn hạn của tải trọng:

Khi có tác dụng dài hạn của tải trọng:

 b cr  là hệ số từ biến của bê tông B30, xác định từ Bảng 11, TCVN 5574:2018

- Ired là moment quán tính của tiết diện ngang quy đổi với trọng tâm của nó

 là hệ số quy đổi cốt thép về bê tông

 Độ võng toàn phần có xuất hiện vết nứt trong vùng bê tông chịu kéo được xác định theo công thức

+  : Hệ số phụ thuộc vào sơ đồ tính toán cấu kiện và loại tải trọng

  là độ cong toàn phần của tiết diện có moment uốn lớn nhất do tải trọng

Bảng 3.1-11: Tổng hợp độ võng sàn tại từng vị trí

Vị trí Giá trị Vị trí Giá trị

Gối trái -0.0132959 i'R2 0.0112422 iL1 -0.0000570 i'R1 0.0000692 iL2 0.0070856 Gối phải -0.0000707

Theo bảng M.1 phụ lục M, TCVN 5574-2018, độ võng do tải trọng thường xuyên và tạm thời dài hạn là: max

 Thỏa điều kiện độ võng dài hạn

3.1.3 Kiểm tra chọc thủng sàn

Hình 3-1: Tiết diện cột chọc thủng sàn (trái) và mặt cắt A-A (phải)

1- Tiết diện ngang tính toán (800x800)

2- Đường bao tiết diện ngang tính toán (u)

3- Đường bao tiết diện truyền tải

3.1.3.1 Kiểm tra xuyên thủng cho cột giữa D2 theo Mục 8.1.6.3, TCVN 5574-2018

Tính toán chọc thủng cấu kiện chịu lực tập trung và moment uốn trong hai mặt phẳng vuông góc với nhau thì tính toán chọc thủng được tiến hành theo điều kiện:

1 tt tt x y bu bx u by u

F, M x và M y lần lượt là lực tập trung và các mô men uốn tập trung theo phương các trục X và Y, đã được kể đến trong tính toán chọc thủng (xem 8.1.6.1), do ngoại lực;

Bảng 3.1-12: Nội lực tính toán chọc thủng

Cột Lực dọc xuyên thủng F Moment M tt x Moment M tt y

Chu vi vùng chống xuyên:

F b,u là lực tập trung giới hạn mà bê tông trong tiết diện ngang tính toán có thể chịu được

Ibx, Iby – moment quán tính các cạnh của vùng chống xuyên đối với trục đi qua trọng tâm của vùng chống xuyên

M bx,u và M by,u là các mô men uốn tập trung giới hạn theo phương các trục X và Y, mà bê tông trong tiết diện ngang tính toán có thể chịu được

285.53 0.495 bt bx o bx u bt by o by u

0.88 1 865.26 285.53 285.53 tt tt x y bu bx u by u

Vậy sàn không bị chọc thủng bởi cột D2

3.1.3.2 Kiểm tra xuyên thủng cho cột giữa 5C theo Mục 8.1.6.3, TCVN 5574-2018

Tính toán chọc thủng cấu kiện chịu lực tập trung và moment uốn trong hai mặt phẳng vuông góc với nhau thì tính toán chọc thủng được tiến hành theo điều kiện:

1 tt tt x y bu bx u by u

F, M x và M y lần lượt là lực tập trung và các mô men uốn tập trung theo phương các trục X và Y, đã được kể đến trong tính toán chọc thủng (xem 8.1.6.1), do ngoại lực;

Cột Lực dọc xuyên thủng F Moment M tt x Moment M tt y

Chu vi vùng chống xuyên:

F b,u là lực tập trung giới hạn mà bê tông trong tiết diện ngang tính toán có thể chịu được

Ibx, Iby – moment quán tính các cạnh của vùng chống xuyên đối với trục đi qua trọng tâm của vùng chống xuyên

M bx,u và M by,u là các mô men uốn tập trung giới hạn theo phương các trục X và Y, mà bê tông trong tiết diện ngang tính toán có thể chịu được

285.53 0.495 bt bx o bx u bt by o by u

0.97 1 865.26 285.53 285.53 tt tt x y bu bx u by u

Vậy sàn không bị chọc thủng bởi cột 5C

THIẾT KẾ DẦM TẦNG ĐIỂN HÌNH

Tính toán chi tiết dầm tầng điển hình

4.1.1 Tính toán cốt đai (Mục 8.1.3 TCVN 5574-2018)

Lực cắt lớn nhất trong dầm Q max 301.04  kN

Kiểm tra ứng suất nén chính bụng dầm:

Q max- Lực cắt trong tiết diện thẳng góc của cấu kiện

 b =0.3 – Hệ số kể đến ảnh hưởng cảu các đặc điểm trạng thái ứng suất

 Không cần tăng tiết diện

Khả năng chịu cắt của tiết diện

 b  - Hệ số kể đến ảnh hưởng của cốt thép dọc

C0mm- Hình chiếu vết nứt lớn nhất

    , bê tông không đủ khả năng chịu cắt, cần tính cốt đai

Chọn thép đai 2 nhánh 8 100a có:

Kiểm tra khả năn chịu cắt của bê tông và cốt đai

Nhận xét: Q max 301.04Q b Q sw , cốt đại chon đã thỏa

4.1.2 Cấu tạo kháng chấn với cốt đai

Theo mục 5.4.3.1.2 (TCVN 9386-2012), trong các dầm kháng chấn chính, phải bố trí cốt đai thỏa yêu cầu: Đường kính dbw của các thanh cốt đai không nhỏ hơn 6mm

Khoảng cách s của các vòng cốt đai không được vượt quá:

38 h w - Chiều cao dầm; bw 8 d  mm- Đường kính thanh cốt đai; bL 20 d  mm- Đường kính thanh cốt dọc nhỏ nhất

Cốt đai đầu tiên được đặt cách dầm không quá 50 (mm);

Hình 4-1: Bố trí cốt đai dầm BH1-1 (B93)

Từ các yêu cầu tính toán và cấu tạo, ta chọn bố trí:

Vị trí Chiều dài Cốt đai

Vùng kháng chấn chính lên hai đầu mút dầm

4.1.3 Tính đoạn neo, nối cốt thép

Theo mục 10.3.5.5 TCVN 5574-2018, chiều dài neo tính toán yêu cầu của cốt thép có kể đến giải pháp cấu tạo vủng neo của cấu kiện được xác định theo công thức:

Neo cốt thép trong vùng chịu kéo:

Neo cốt thép trong vùng chịu nén:

Theo mục 10.3.6.2 TCVN 5574-2018, các mối nối cốt thép thanh chịu kéo hoặc chịu nén phải có chiều dài nối chồng không nhỏ hơn giá trị chiều dài Llap xác định theo công thức:

Nối cốt thép trong vùng chịu kéo:

Nối cốt thép trong vùng chịu nén:

Bảng 4-1: Tính cốt thép chịu lực dầm biên tầng điển hình

  A s.tt μ tt Chọn thép A s.chọn μ chon

(kN.m) (mm) (mm) (mm) (mm2) (mm2) %

Bảng 4-2: Tính cốt thép đai dầm biên tầng điển hình

Q max Cốt đai ho Qb Qsw Qu (10) KT s g.nh Bố trí kN ỉ n mm mm kN kN kN kN - mm Gối (Lob/4) Giữa nhịp

Gối trỏi -279.19 8 2 100 563 511.88 221.01 732.89 1004.32 OK 200 ỉ8a100 ỉ8a200 Gối phải 285.653 8 2 100 550 500.29 216.01 716.30 981.60 OK 200 ỉ8a100 ỉ8a200

Gối trỏi -299.37 8 2 100 563 511.88 221.01 732.89 1004.32 OK 200 ỉ8a100 ỉ8a200 Gối phải 359.304 8 2 100 550 500.29 216.01 716.30 981.60 OK 200 ỉ8a100 ỉ8a200 B48,

Gối trỏi -348.27 8 2 100 535 486.85 210.21 697.06 955.22 OK 200 ỉ8a100 ỉ8a200 Gối phải 318.848 8 2 100 544 495.19 213.81 709.00 971.59 OK 200 ỉ8a100 ỉ8a200 B12 BV1-2 Gối trỏi -398.22 8 2 100 535 486.85 210.21 697.06 955.22 OK 200 ỉ8a100 ỉ8a200

Gối trỏi -237.4 8 2 100 535 486.85 210.21 697.06 955.22 OK 200 ỉ8a100 ỉ8a200 Gối phải 361.429 8 2 100 535 486.85 210.21 697.06 955.22 OK 200 ỉ8a100 ỉ8a200

THIẾT KẾ CỘT KHUNG TRỤC D, TRỤC 5

Kết quả phân tích nội lực

Các giá trị nội lực của cột có thể lọc theo các cặp nội lực sau:

+ e x max ; e tu y hay e y max ; e tu x

+ Có Mx và My cùng lớn

Trong 5 trường hợp trên thì 4 trường hợp đầu có thể tìm được, trường hợp N và M cùng lớn là không thể xác định chính xác được Do đó trong phạm vi đồ án, sinh viên không tiến hành lọc nội lực mà sử dụng hết tất cả các cặp nội lực của 42 tổ hợp tải trọng để tính toán và chọn tiết diện thép lớn nhất để bố trí.

Tính cốt thép dọc cho cột chịu nén lệch tâm xiên

5.1.2.1 Các bước tính toán cột lệch tâm xiên

 Bước 1: Kiểm tra điều kiện tính toán gần đúng cột nén lệch tâm xiên

Với CX và CY lần lượt là các cạnh của tiết diện cột theo phương X và Y

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

Chiều dài tính toán: l = ψ l; l = ψ l ox x oy y Độ lệch tâm ngẫu nhiên: e = max ax l ox ;C x ;10 ; e = max ay l oy ;C y ;10

    Độ lệch tâm tĩnh học: e = 1x M x ; e = 1y M y

N N Độ lệch tâm tính toán (hệ siêu tĩnh): e ox max(e ax ;e 1 x ); e oy max(e ay ;e 1 y ) Độ mãnh theo hai phương: x ox ox y oy oy x x y y l l l l λ = = ; λ = i 0.288C i 0.288C

Tính hệ số ảnh hưởng của uốn dọc:

+ Nếu  x 14η =1 x (bỏ qua ảnh hưởng uốn dọc);

 (kể đến ảnh hưởng của uốn dọc);

+ D là độ cứng của cấu kiện bê tông cốt thép ở trạng thái giới hạn về độ bền, được xác định theo các chỉ dẫn về tính toán biến dạng

+ Lo là chiều dài tính toán của cấu kiện

Cho phép xác định giá trị D theo công thức: b b s s s

+ Eb, Es là modul đàn hồi lần lượt của bê tông và cốt thép

+ I, Is là moment quán tính của diện tích tiết diện lần lượt của bê tông và toàn bộ cốt thép dọc đối với trọng tâm tiết diện ngang của cấu kiện

(Sử dụng vòng lặp tìm giá trị μ gần bằng giá trị gt μ ) tt + ks = 0.7 b

L e k = 0.15 φ (0.3+δ ) φ là hệ số, kể đến ảnh hưởng của thời hạn tác dụng của tải trọng: L

+ ML là moment đối với trọng tâm thanh thép chịu kéo nhiều nhất hoặc chịu kéo ít nhất (khi toàn bộ tiết diện chịu nén) do tác dụng của toàn bộ tải trọng

+ ML1 là moment đối với trọng tâm thanh thép chịu kéo nhiều nhất hoặc chịu kéo ít nhất (khi toàn bộ tiết diện chịu nén) do tác dụng của tải trọng thường xuyên và tạm thời dài hạn

+ δ là giá trị độ lệch tâm tương đối của lực dọc ( e δ = e e 0 h ), lấy không nhỏ hơn 0.15 và không lớn hơn 1.5

Hoặc có thể sử dụng công thức:

 Moment tăng lên khi kể đến độ lệch tâm ngẫu nhiên và uốn dọc: M = Nη e * x x ox

- Tính theo phương Y: tương tự phương X

 Bước 3: Quy đổi bài toán lệch tâm xiên sang bài toán lệch tâm phẳng tương đương Đưa về bài toán lệch tâm phẳng tương đương theo phương X hoặc theo phương Y

 Bước 4: Tính toán diện tích thép yêu cầu

Tính 1 b b x = N γ R b (γ = 0.85 hệ số điều kiện làm việc của bê tông khi đổ theo phương đứng) b

Hệ số chuyển đổi mo

 b Độ lệch tâm tính toán: e= e + o h-a

- Trường hợp 1: o o ε=e 0.3 h   Nén lệch tâm rất bé, tính toán gần như nén đúng tâm

Hệ số uốn dọc phụ khi xét thêm nén đúng tâm:   e

Diện tích toàn bộ cốt thép được tính như sau: e b b e st sc b b γ N - γ R bh

- Trường hợp 2: o o ε= e > 0.3 h và x > ξ h 1 R o Nén lệch tâm bé, xác định chiều cao vùng chịu nén x theo công thức sau: R R 2 o o x= ξ + 1-ξ × h

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

1 R o o ε=e > 0.3 và x ξ h h   Nén lệch tâm lớn

Diện tích toàn bộ cốt thép tính như sau:  1 o  st s a

5.1.2.2 Kiểm tra hàm lượng thép

Tính hàm lượng thép: t st b μ A ×100%

 A Khi đặt thép theo chu vi thì lấy Ab là diện tích toàn bộ tiết diện

Theo Mục 5.4.3.2.2(1)P, TCVN 9386:2012 Thiết kế công trình động đất, hàm lượng thép giới hạn như sau: max min μ = 4% μ = 1%

Bảng 5-1: Bảng cốt thép dọc cột D1

Tầng Cột Load case P max M 2max M 3max L c h 0 A s.tt μ tt THLT Chọn thép A s.chon μ chon

T20 D1 TT-TH1 -813.611 -26.5641 -405.528 2900 50 750 78.03 1.22 LTRB 32 ỉ 20 100.53 1.57 T19 D1 TT-TH1 -1621.65 -25.11 -311.09 2900 50 750 75.57 1.18 LTRB 32 ỉ 20 100.53 1.57 T18 D1 TT-TH1 -2431.03 -25.91 -332.60 2900 50 750 63.13 0.99 LTRB 32 ỉ 20 100.53 1.57 T17 D1 TT-TH1 -3240.38 -26.36 -327.17 2900 50 750 59.37 0.93 LTRB 32 ỉ 20 100.53 1.57 T16 D1 TT-TH1 -4050.09 -26.77 -327.86 2900 50 750 50.46 0.79 LTRB 32 ỉ 20 100.53 1.57 T15 D1 TT-TH1 -4860.15 -27.07 -327.04 2900 50 750 97.43 1.52 LTRB 32 ỉ 22 121.64 1.90 T14 D1 TT-TH1 -5670.65 -27.29 -326.46 2900 50 750 94.63 1.48 LTRB 32 ỉ 22 121.64 1.90 T13 D1 TT-TH1 -6481.67 -27.41 -325.74 2900 50 750 80.38 1.26 LTRB 32 ỉ 22 121.64 1.90 T12 D1 TT-TH1 -7293.28 -27.43 -324.92 2900 50 750 66.06 1.03 LTRB 32 ỉ 22 121.64 1.90 T11 D1 TT-TH1 -8105.54 -27.30 -324.15 2900 50 750 51.61 0.81 LTRB 32 ỉ 22 121.64 1.90 T10 D1 TT-TH1 -8918.54 -27.11 -322.76 2900 50 750 114.12 1.78 LTRB 32 ỉ 22 121.64 1.90 T9 D1 TT-TH1 -9732.37 -26.02 -323.83 2900 50 750 117.59 1.84 LTRB 32 ỉ 22 121.64 1.90 T8 D1 TT-TH1 -10547.01 -25.82 -313.60 2900 50 750 102.45 1.60 LTRB 32 ỉ 22 121.64 1.90 T7 D1 TT-TH1 -11362.93 -32.52 -353.07 2900 50 750 87.21 1.36 LTRB 32 ỉ 22 121.64 1.90 T6 D1 TT-TH1 -12355.49 -27.10 -314.62 5000 50 950 45.75 0.46 LTRB 32 ỉ 25 157.08 2.45 T5 D1 TT-TH1 -13349.29 -24.20 -323.54 5000 50 950 123.56 1.24 LTRB 32 ỉ 25 157.08 2.45 T4 D1 TT-TH1 -14343.25 -22.23 -306.67 5000 50 950 106.93 1.07 LTRB 32 ỉ 25 157.08 2.45 T3 D1 TT-TH1 -15337.72 -18.18 -353.15 5000 50 950 91.16 0.91 LTRB 32 ỉ 25 157.08 2.45 T2 D1 TT-TH1 -16331.78 -29.91 -146.68 5000 50 950 73.61 0.74 LTRB 32 ỉ 25 157.08 2.45 T.Tret D1 TT-TH1 -17957.85 -15.93 -48.27 4000 50 950 56.31 0.56 LTRB 32 ỉ 25 157.08 2.45

Bảng 5-2: Bảng cốt thép dọc cột D2

T20 D2 TT-TH1 -900.1033 64.8439 159.1466 3500 50 750 101.44 1.59 LTRB 32 ỉ 22 121.64 1.90 T19 D2 TT-TH1 -1795.7536 46.1169 122.5804 3500 50 750 98.24 1.54 LTRB 32 ỉ 22 121.64 1.90 T18 D2 TT-TH1 -2693.1678 49.6223 130.572 3500 50 750 82.07 1.28 LTRB 32 ỉ 22 121.64 1.90 T17 D2 TT-TH1 -3591.3257 47.5866 128.0952 3500 50 750 77.18 1.21 LTRB 32 ỉ 22 121.64 1.90 T16 D2 TT-TH1 -4490.8658 46.7878 127.8323 3500 50 750 65.60 1.03 LTRB 32 ỉ 22 121.64 1.90 T15 D2 TT-TH1 -5392.0548 45.6126 126.8388 3500 50 750 126.66 1.98 LTRB 32 ỉ 25 157.08 2.45 T14 D2 TT-TH1 -6295.2469 44.4399 125.7948 3500 50 750 123.01 1.92 LTRB 32 ỉ 25 157.08 2.45 T13 D2 TT-TH1 -7200.7794 43.1823 124.5418 3500 50 750 104.49 1.63 LTRB 32 ỉ 25 157.08 2.45 T12 D2 TT-TH1 -8108.9962 41.8765 123.1014 3500 50 750 85.88 1.34 LTRB 32 ỉ 25 157.08 2.45 T11 D2 TT-TH1 -9020.243 40.5157 121.5099 3500 50 750 67.10 1.05 LTRB 32 ỉ 25 157.08 2.45 T10 D2 TT-TH1 -9934.8691 39.3067 119.5361 3500 50 750 148.36 2.32 LTRB 32 ỉ 25 157.08 2.45 T9 D2 TT-TH1 -10853.2251 37.8375 118.1172 3500 50 750 152.87 2.39 LTRB 32 ỉ 25 157.08 2.45 T8 D2 TT-TH1 -11775.6859 39.7634 113.1152 3500 50 750 133.19 2.08 LTRB 32 ỉ 25 157.08 2.45 T7 D2 TT-TH1 -12702.5156 20.0244 123.3719 3500 50 750 113.38 1.77 LTRB 32 ỉ 25 157.08 2.45 T6 D2 TT-TH1 -13795.703 13.53 106.2049 5000 50 950 68.62 0.69 LTRB 32 ỉ 28 197.04 3.08 T5 D2 TT-TH1 -14897.4557 13.6016 103.2664 5000 50 950 185.35 1.85 LTRB 32 ỉ 28 197.04 3.08 T4 D2 TT-TH1 -16007.5512 11.9792 97.4564 5000 50 950 160.39 1.60 LTRB 32 ỉ 28 197.04 3.08 T3 D2 TT-TH1 -17126.7912 8.3058 86.6981 5000 50 950 136.75 1.37 LTRB 32 ỉ 28 197.04 3.08 T2 D2 TT-TH1 -18256.2537 9.5227 100.8529 5000 50 950 110.42 1.10 LTRB 32 ỉ 28 197.04 3.08 T.Tret D2 TT-TH1 -19682.1558 21.0657 99.5174 4000 50 950 84.47 0.84 LTRB 32 ỉ 28 197.04 3.08

Bảng 5-3: Bảng cốt thép dọc cột B5

T20 B5 TT-TH1 -878.105 -369.734 91.2862 2900 50 750 79.13 1.24 LTRB 32 ỉ 22 121.64 1.90 T19 B5 TT-TH1 -1753.05 -286.332 75.5323 2900 50 750 76.63 1.20 LTRB 32 ỉ 22 121.64 1.90 T18 B5 TT-TH1 -2628.66 -305.35 77.38 2900 50 750 64.01 1.00 LTRB 32 ỉ 22 121.64 1.90 T17 B5 TT-TH1 -3504.04 -300.83 75.87 2900 50 750 60.20 0.94 LTRB 32 ỉ 22 121.64 1.90 T16 B5 TT-TH1 -4379.33 -301.47 74.50 2900 50 750 51.17 0.80 LTRB 32 ỉ 22 121.64 1.90 T15 B5 TT-TH1 -5254.48 -300.71 72.70 2900 50 750 98.79 1.54 LTRB 32 ỉ 22 121.64 1.90 T14 B5 TT-TH1 -6129.44 -300.05 70.54 2900 50 750 95.95 1.50 LTRB 32 ỉ 22 121.64 1.90 T13 B5 TT-TH1 -7004.20 -299.14 68.01 2900 50 750 81.51 1.27 LTRB 32 ỉ 22 121.64 1.90 T12 B5 TT-TH1 -7878.70 -298.05 65.08 2900 50 750 66.98 1.05 LTRB 32 ỉ 22 121.64 1.90 T11 B5 TT-TH1 -8752.93 -296.78 61.86 2900 50 750 52.34 0.82 LTRB 32 ỉ 22 121.64 1.90 T10 B5 TT-TH1 -9626.84 -295.14 57.85 2900 50 750 115.72 1.81 LTRB 32 ỉ 22 121.64 1.90 T9 B5 TT-TH1 -10500.43 -293.74 54.77 2900 50 750 119.24 1.86 LTRB 32 ỉ 22 121.64 1.90 T8 B5 TT-TH1 -11373.49 -289.05 45.68 2900 50 750 103.89 1.62 LTRB 32 ỉ 22 121.64 1.90 T7 B5 TT-TH1 -12246.80 -299.56 60.65 2900 50 750 88.43 1.38 LTRB 32 ỉ 22 121.64 1.90 T6 B5 TT-TH1 -13302.10 -260.17 48.96 5000 50 950 54.90 0.55 LTRB 32 ỉ 25 157.08 2.45 T5 B5 TT-TH1 -14356.69 -263.91 42.13 5000 50 950 148.28 1.48 LTRB 32 ỉ 25 157.08 2.45 T4 B5 TT-TH1 -15409.66 -257.90 35.10 5000 50 950 128.31 1.28 LTRB 32 ỉ 25 157.08 2.45 T3 B5 TT-TH1 -16461.02 -249.87 26.95 5000 50 950 109.40 1.09 LTRB 32 ỉ 25 157.08 2.45 T2 B5 TT-TH1 -17510.53 -261.40 26.05 5000 50 950 88.33 0.88 LTRB 32 ỉ 25 157.08 2.45 T.Tret B5 TT-TH1 -18849.38 -193.83 10.53 4000 50 950 67.58 0.68 LTRB 32 ỉ 25 157.08 2.45

Bảng 5-4: Bảng cốt thép dọc cột C5

T20 C5 TT-TH1 -976.479 91.5107 -7.1344 3500 50 750 103.66 1.62 LTRB 32 ỉ 25 157.08 2.45 T19 C5 TT-TH1 -1947.37 68.2137 -3.8644 3500 50 750 100.38 1.57 LTRB 32 ỉ 25 157.08 2.45 T18 C5 TT-TH1 -2920.58 72.66 -4.75 3500 50 750 83.86 1.31 LTRB 32 ỉ 25 157.08 2.45 T17 C5 TT-TH1 -3895.01 70.25 -4.47 3500 50 750 78.86 1.23 LTRB 32 ỉ 25 157.08 2.45 T16 C5 TT-TH1 -4871.53 69.23 -4.54 3500 50 750 67.03 1.05 LTRB 32 ỉ 25 157.08 2.45 T15 C5 TT-TH1 -5850.58 67.65 -4.56 3500 50 750 129.42 2.02 LTRB 32 ỉ 25 157.08 2.45 T14 C5 TT-TH1 -6832.71 65.97 -4.64 3500 50 750 125.70 1.96 LTRB 32 ỉ 25 157.08 2.45 T13 C5 TT-TH1 -7818.45 64.08 -4.76 3500 50 750 106.77 1.67 LTRB 32 ỉ 25 157.08 2.45 T12 C5 TT-TH1 -8808.32 61.99 -4.93 3500 50 750 87.75 1.37 LTRB 32 ỉ 25 157.08 2.45 T11 C5 TT-TH1 -9802.88 59.76 -5.13 3500 50 750 68.56 1.07 LTRB 32 ỉ 25 157.08 2.45 T10 C5 TT-TH1 -10802.66 57.28 -5.50 3500 50 750 151.59 2.37 LTRB 32 ỉ 25 157.08 2.45 T9 C5 TT-TH1 -11808.26 55.15 -5.73 3500 50 750 156.21 2.44 LTRB 32 ỉ 25 157.08 2.45 T8 C5 TT-TH1 -12820.12 51.54 -7.01 3500 50 750 136.09 2.13 LTRB 32 ỉ 25 157.08 2.45 T7 C5 TT-TH1 -13839.24 51.98 -3.75 3500 50 750 115.85 1.81 LTRB 32 ỉ 25 157.08 2.45 T6 C5 TT-TH1 -14978.18 44.13 -2.88 5000 50 950 69.17 0.69 LTRB 32 ỉ 28 197.04 3.08 T5 C5 TT-TH1 -16128.55 40.35 -3.59 5000 50 950 186.83 1.87 LTRB 32 ỉ 28 197.04 3.08 T4 C5 TT-TH1 -17290.01 37.01 -3.65 5000 50 950 161.68 1.62 LTRB 32 ỉ 28 197.04 3.08 T3 C5 TT-TH1 -18463.61 24.60 -3.61 5000 50 950 137.84 1.38 LTRB 32 ỉ 28 197.04 3.08 T2 C5 TT-TH1 -19649.98 45.97 -2.11 5000 50 950 111.30 1.11 LTRB 32 ỉ 28 197.04 3.08 T.Tret C5 TT-TH1 -21189.69 40.59 -9.77 4000 50 950 85.15 0.85 LTRB 32 ỉ 28 197.04 3.08

Bảng 5-5: Bảng cốt thép dọc cột I5

T20 I5 TT-TH1 -543.775 -80.9146 -222.941 2900 50 750 72.56 1.13 LTRB 32 ỉ 22 121.64 1.90 T19 I5 TT-TH1 -1085.4 -63.5242 -172.292 2900 50 750 70.27 1.10 LTRB 32 ỉ 22 121.64 1.90 T18 I5 TT-TH1 -1628.26 -66.2608 -184.457 2900 50 750 58.70 0.92 LTRB 32 ỉ 22 121.64 1.90 T17 I5 TT-TH1 -2172 -63.9251 -182.351 2900 50 750 55.20 0.86 LTRB 32 ỉ 22 121.64 1.90 T16 I5 TT-TH1 -2717.14 -62.0183 -183.717 2900 50 750 46.92 0.73 LTRB 32 ỉ 22 121.64 1.90 T15 I5 TT-TH1 -3264.01 -59.3269 -184.474 2900 50 750 90.59 1.42 LTRB 32 ỉ 22 121.64 1.90 T14 I5 TT-TH1 -3812.98 -56.1163 -185.576 2900 50 750 87.99 1.37 LTRB 32 ỉ 22 121.64 1.90 T13 I5 TT-TH1 -4364.42 -52.3517 -186.768 2900 50 750 74.74 1.17 LTRB 32 ỉ 22 121.64 1.90 T12 I5 TT-TH1 -4918.71 -47.9383 -188.274 2900 50 750 61.42 0.96 LTRB 32 ỉ 22 121.64 1.90 T11 I5 TT-TH1 -5476.24 -43.3631 -189.328 2900 50 750 47.99 0.75 LTRB 32 ỉ 22 121.64 1.90 T10 I5 TT-TH1 -6037.4 -36.3678 -193.206 2900 50 750 106.12 1.66 LTRB 32 ỉ 22 121.64 1.90 T9 I5 TT-TH1 -6602.54 -37.1092 -185.534 2900 50 750 109.34 1.71 LTRB 32 ỉ 22 121.64 1.90 T8 I5 TT-TH1 -7172.28 1.1026 -228.5 2900 50 750 95.26 1.49 LTRB 32 ỉ 22 121.64 1.90 T7 I5 TT-TH1 -7746.08 -137.515 -53.5635 2900 50 750 81.09 1.27 LTRB 32 ỉ 22 121.64 1.90 T6 I5 TT-TH1 -8926.57 -142.563 -14.0635 5000 50 950 51.88 0.52 LTRB 32 ỉ 25 157.08 2.45 T5 I5 TT-TH1 -10119.4 -140.337 -20.8249 5000 50 950 140.12 1.40 LTRB 32 ỉ 25 157.08 2.45 T4 I5 TT-TH1 -11327.2 -131.172 -16.7946 5000 50 950 121.26 1.21 LTRB 32 ỉ 25 157.08 2.45 T3 I5 TT-TH1 -12551.6 -164.121 -15.7203 5000 50 950 103.38 1.03 LTRB 32 ỉ 25 157.08 2.45 T2 I5 TT-TH1 -13794.4 -16.4157 -14.8113 5000 50 950 83.48 0.83 LTRB 32 ỉ 25 157.08 2.45 T.Tret I5 TT-TH1 -15255.5 48.5535 -12.5999 4000 50 950 63.86 0.64 LTRB 32 ỉ 25 157.08 2.45

Bảng 5-6: Bảng cốt thép dọc cột M5

T20 M5 TT-TH1 -480.488 210.6867 -359.363 2900 50 750 109.56 1.71 LTRB 32 ỉ 25 157.08 2.45 T19 M5 TT-TH1 -967.704 162.0707 -279.861 2900 50 750 106.10 1.66 LTRB 32 ỉ 25 157.08 2.45 T18 M5 TT-TH1 -1453.19 172.5299 -297.282 2900 50 750 88.64 1.38 LTRB 32 ỉ 25 157.08 2.45 T17 M5 TT-TH1 -1938.72 169.702 -292.904 2900 50 750 83.36 1.30 LTRB 32 ỉ 25 157.08 2.45 T16 M5 TT-TH1 -2423.76 169.8892 -293.207 2900 50 750 70.85 1.11 LTRB 32 ỉ 25 157.08 2.45 T15 M5 TT-TH1 -2908.31 169.4219 -292.275 2900 50 750 136.80 2.14 LTRB 32 ỉ 25 157.08 2.45 T14 M5 TT-TH1 -3392.23 169.1114 -291.431 2900 50 750 132.86 2.08 LTRB 32 ỉ 25 157.08 2.45 T13 M5 TT-TH1 -3875.43 168.7998 -290.378 2900 50 750 112.86 1.76 LTRB 32 ỉ 25 157.08 2.45 T12 M5 TT-TH1 -4357.77 168.3875 -289.168 2900 50 750 92.75 1.45 LTRB 32 ỉ 25 157.08 2.45 T11 M5 TT-TH1 -4839.14 168.4833 -287.825 2900 50 750 72.47 1.13 LTRB 32 ỉ 25 157.08 2.45 T10 M5 TT-TH1 -5319.42 166.3696 -286.066 2900 50 750 160.24 2.50 LTRB 32 ỉ 25 157.08 2.45 T9 M5 TT-TH1 -5798.46 174.3077 -285.144 2900 50 750 165.11 2.58 LTRB 32 ỉ 25 157.08 2.45 T8 M5 TT-TH1 -6276.07 138.3753 -277.976 2900 50 750 143.85 2.25 LTRB 32 ỉ 25 157.08 2.45 T7 M5 TT-TH1 -6752.35 295.3549 -303.837 2900 50 750 122.45 1.91 LTRB 32 ỉ 25 157.08 2.45 T6 M5 TT-TH1 -7631.25 288.324 -265.163 5000 50 950 69.52 0.70 LTRB 32 ỉ 28 197.04 3.08 T5 M5 TT-TH1 -8506.96 290.581 -266.455 5000 50 950 187.76 1.88 LTRB 32 ỉ 28 197.04 3.08 T4 M5 TT-TH1 -9380.69 286.3249 -251.441 5000 50 950 162.48 1.62 LTRB 32 ỉ 28 197.04 3.08 T3 M5 TT-TH1 -10251.2 295.9654 -270.717 5000 50 950 138.53 1.39 LTRB 32 ỉ 28 197.04 3.08 T2 M5 TT-TH1 -11117.9 244.0129 -150.843 5000 50 950 111.86 1.12 LTRB 32 ỉ 28 197.04 3.08 T.Tret M5 TT-TH1 -12533.5 214.7774 -112.181 4000 50 950 85.57 0.86 LTRB 32 ỉ 28 197.04 3.08

THIẾT KẾ VÁCH LÕI

Cơ sở lí thuyết

Sinh viên sử dụng phương pháp phân bố ứng suất đàn hồi để tính toán cho vách lõi thang Phương pháp này chia vách lõi thang thành những phần tử nhỏ chịu lực kéo hoặc nén đúng tâm, ứng suất coi như phân bố đều trên mặt cắt ngang của phần tử Tính toán cốt thép cho từng phần tử sau đó kết hợp lại bố trí cho cả vách lõi

Các giả thuyết cơ bản khi tính toán:

+ Ứng suất kéo do cốt thép chịu, ứng suất nén do cả bê tông và cốt thép chịu

Hình 6-1: Tọa độ trọng tâm lõi W1

Phân phối nội lực

Nội lực được phân bố như sau: x y i i pt v x y

+ My = M2, Mx = M3: Giá trị moment Pier quay quanh trục X, Y tương ứng với trục

+ xi, yi: Giá trị tọa độ trọng tâm phần tử so với trọng tâm lõi (mm)

+ Ix, Iy: Moment quán tính đối với trục X, Y của lõi (mm 4 )

+ Av: Diện tích vách lõi thang (mm 2 )

+ Apt: Diện tích tiết diện phần tử i (mm 2 )

+ N: Lực dọc tác dụng lên phần tử i (kN)

+ Qui ước dấu ứng suất: Ứng suất dương (+): nén; ứng suất âm (-): kéo

Ghi chú: Sau khi chọn cốt thép nên kiểm tra lại khả năng chịu nén:

Tính toán từng phần tử vách cho lõi vách tầng hầm B1

Thông số tính toán từng phần tử

Sinh viên tiến hành lọc lại nội lực với các tổ hợp cơ bản để dễ dàng tính toán như sau:

+ M2min, M3tương ứng, Ptương ứng

+ M2max, M3tương ứng, Ptương ứng

+ M3min, M2tương ứng, M3tương ứng

6.3.1 Kết quả tính toán vách lõi W1-W3

Bảng 6-1: Kết quả nội lực vách lõi PW1-PW3

Piers Load Case Combo P (kN) M2 (kN.m) M3 (kN.m)

Bảng 6-2: Kết quả tính toán phần tử vách W1,W3

TỬ COMBO X i Y i P M2 M3 N i A S (tính) KT A S (chọn) m

- - (mm) (mm) (kN) (kN.m) (kN.m) (kN) (m 2 ) - - (mm 2 ) (%)

Bảng 6-3: Tính thép đai vùng 1, 2, 4, 5, 7, 10, 13 lõi thang máy W1

Vùng 1 Cốt đai Số nhánh Bước đai Qsw Qwb Kiểm tra

Story V2min V3max τ x τ y τ V i ỉ n mm MPa MPa

Bước đai Qsw Qwb Kiểm tra

*Các zone còn lại bố trí theo cấu tạo 10 200,a n2

6.3.2 Kết quả tính toán vách lõi W2

Bảng 6-4: Kết quả nội lực vách lõi W2

Piers Load Case Combo P (kN) M2 (kN.m) M3 (kN.m)

TT-TH13 M2 max -38795.717 -628110.617 431.237 TT-TH10 M3/N max -854.5859 -20.5038 -2245.6425 TT-TH12 Nmax -56248.3541 590112.8574 43671.9916

Bảng 6-5: Kết quả tính toán phần tử vách W2

- - (mm) (mm) (kN) (kN.m) (kN.m) (kN) (m 2 ) (%) - - (mm 2 ) (%)

THIẾT KẾ MÓNG

Tính toán sức chịu tải

Bảng 7-1: Bảng tổng hợp sức chịu tải cọc

Cơ lý Cường độ SPT

(kN) (kN) (kN) (kN) - (kN) (kN)

Rc,k: Trị tiêu chuẩn sức chịu tải trọng nén của cọc (Mục 7.1.11, TCVN 10304-2014)

Rc,d: Trị tính toán sức chịu tải trọng nén của cọc (Mục 7.1.11, TCVN 10304-2014)

Vậy sức chịu tải thiết kế cọc khoan nhồi c a , o c d , 5423.13  n

Thống kế số lượng cọc cho từng đài móng

Bảng 7-2: Bảng thống kế số lượng cọc cho từng đài móng

STT cọc Story Cọc Output Case Fz SCT thiết kế γ k Chọn MX=M2 MY=M3 Bố trí

Lõi B1 PW1 TC-TH1 168614.02 7592.38 2.5 72 cọc

Bảng 7-3: Bảng quy đổi tên tiết diện đài cọc

Label Bản vẽ Label Bản vẽ Label Bản vẽ Label Bản vẽ

*Ghi chú: Chữ cái A đến M, số từ 1-8 lần lượt ứng với các trục theo phương ngang và phương đứng trên bản vẽ

Thiết kế móng cột A-5

7.3.1 Kiểm tra phản lực đầu cọc (TH1-TH13)

Hình 7-1: Mặt bằng đài móng A-5

7.3.2 Kiểm tra phản lực đầu cọc

Hình 7-2: Phản lực đầu cọc móng A-5

- Phản lực đầu cọc lớn nhất và nhỏ nhất:    

Max (P )= 5188.99 kN 5423.13 Min (P )= 5134.87 kN 0 i R c a  kN

Thỏa điều kiện cọc không bị phá hoại và nhổ

7.3.3 Kiểm tra ổn định đất nền

Bảng 7.3-1: Thông số kiểm tra Định nghĩa Công thức Giá trị Đơn vị

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

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

Trọng lượng các lớp đất của khối móng quy ước tc qu tb qu qu

Bảng 7.3-2: Kết quả kiểm tra ổn định

Cọc N tt M tt x M tt y M tc.x M tc.y P max tc P min tc P tb tc

- kN kN.m kN.m kN.m kN.m kN kN kN

618.7 kN/m 0 tc max II tc min II tc tb

 Thoả điều kiện ổn định nền đất, nền còn làm việc trong trạng thái đàn hồi

7.3.4 Tính lún khối móng quy ước

Bảng 7.3-3: Bảng tính lún móng D-1

Lớp h i (m) Z i (m) 2Z/B k 0  i  σ i bt σ i gl E σ i bt /σ i gl S i

- [m] [m] - - [kN/m 3 ] [kN/m 2 ] [kN/m 2 ] [kN/m 2 ] - [cm]

7.3.5 Kiểm tra xuyên thủng đài móng

Hình 7-3: Mặt tháp tháp chọc thủng đài móng A-5

Cột Lực dọc xuyên thủng F tt Moment M tt x Moment M tt y

0.15 1 17890.64 36349.96 20958.53 tt tt x y bu bx u by u

Vậy móng không bị chọc thủng bởi cột

7.3.6 Tính toán thép móng cột

Bảng 7.3-5: Bảng tính thép đài

Cọc Vị trí STRIP M α m ξ A s Chọn thép A sc μ

Thiết kế móng cột M-5

Hình 7-4: Mặt bằng đài móng M-5

Hình 7-5: Phản lực đầu cọc móng M-5

Bảng 7.4-3: Bảng tính lún móng M-5

Hình 7-6: Mặt tháp tháp chọc thủng đài móng M-5 Bảng 7.4-4: Nội lực tính toán chọc thủng

0.63 1 22657.88 20958.53 20958.53 tt tt x y bu bx u by u

Thiết kế móng I-5

Hình 7-7: Mặt bằng đài móng I-5

Hình 7-8: Phản lực đầu cọc móng I-5

Max (P )= 4808.35 kN 5423.13 Min (P )= kN 0 i R c a  kN

Bảng 7.5-3: Bảng tính lún móng I-5

Hình 7-9: Mặt tháp tháp chọc thủng đài móng M-5 Bảng 7.5-4: Nội lực tính toán chọc thủng

0.72 1 22657.88 20958.53 20958.53 tt tt x y bu bx u by u

Thiết kế móng C-5

Hình 7-10: Mặt bằng đài móng C-5

Hình 7-11: Phản lực đầu cọc móng C-5

Phản lực đầu cọc lớn nhất và nhỏ nhất:    

Bảng 7.6-3: Bảng tính lún móng C-5

Hình 7-12: Mặt tháp tháp chọc thủng đài móng C-5 Bảng 7.6-4: Nội lực tính toán chọc thủng

0.91 1 22657.88 20958.53 20958.53 tt tt x y bu bx u by u

Thiết kế móng B-5

Hình 7-13: Mặt bằng đài móng B-5

Hình 7-14: Phản lực đầu cọc móng B-5

Bảng 7.7-3: Bảng tính lún móng B-5

Hình 7-15: Mặt tháp tháp chọc thủng đài móng B-5 Bảng 7.7-4: Nội lực tính toán chọc thủng

0.83 1 22657.88 20958.53 20958.53 tt tt x y bu bx u by u

Thiết kế móng D-2

Hình 7-16: Mặt bằng đài móng D-2

Hình 7-17: Phản lực đầu cọc móng D-2

Bảng 7.8-3: Bảng tính lún móng D-2

Hình 7-18: Mặt tháp tháp chọc thủng đài móng C-5 Bảng 7.8-4: Nội lực tính toán chọc thủng

0.85 1 22657.88 20958.53 20958.53 tt tt x y bu bx u by u

THIẾT KẾ TƯỜNG VÂY

Thiết kế móng cẩu tháp

 Trường hợp cẩu làm việc

Bảng 8.1-1: Các tổ hợp tính toán cho cọc chịu nén

Combo Dead Fx1 Fx1 Fz1 Mx1 My1 Mz1

Bảng 8.1-2: Các tổ hợp tính toán cho cọc chịu kéo

Combo Dead Fx1 Fx1 Fz1 Mx1 My1 Mz1

 Trường hợp cẩu không làm việc

Bảng 8.1-3: Các tổ hợp tính toán cho cọc chịu nén

Combo Dead Fx2 Fx2 Fz2 Mx1 My2

Bảng 8.1-4: Các tổ hợp tính toán cho cọc chịu kéo

Combo Dead Fx2 Fx2 Fz2 Mx2 My2

- Tổ hợp kiểm tra sức chịu tải nén của cọc là:

COMBBAO NEN = ENV (Combo1Combo8, Combo17Combo24)

- Tổ hợp kiểm tra sức chịu tải kéo của cọc là:

COMBBAO KEO = ENV (Combo9Combo16, Combo25Combo32)

- Tổ hợp kiểm tra sức chịu tải của cọc là:

Hình 8.1-1: Cẩu tháp Potain MC 205B

Loại cẩu tháp: Potain MC 205B H = 38.7m

Chiều cao tự đứng tính toán: 38.7 (m)

Chiều dài cần lớn nhất: 60 (m)

Hình 8-2: Phản lực đầu cọc móng cẩu tháp

Bảng 8.1-7: Bảng tính lún móng

Hình 8-3: Mặt tháp tháp chọc thủng đài Bảng 8.1-8: Nội lực tính toán chọc thủng

0.63 1 22657.88 20958.53 20958.53 tt tt x y bu bx u by u

8.1.7 Tính toán thép móng cẩu

Kiểm tra hệ chống

8.2.1 Giai đoạn lắp Shoring lớp 1 (GĐ1)

Tổ hợp Đặc điểm nội lực Lực dọc N Moment My

- Kiểm tra với tổ hợp 1:  N max,M y tu 

1 Kiểm tra độ mảnh: (Theo điều 7.5.5, TCVN 5575:2012) Độ mảnh theo phương x: lx = 46.42 Độ mảnh theo phương y: ly = 78.77 Độ mảnh giới hạn: [l] = 150 F/S = 1.90

Kết luận: Thỏa mãn điều kiện độ mảnh

2 Kiểm tra độ bền: (Theo điều 7.4.1.2, TCVN 5575:2012)

- Theo bảng C.1, phụ lục C, TCVN 5575:2012:

- Suy ra: nc = 1.50 cx = 1.05 cy 1.47

Kết luận: Thỏa mãn điều kiện độ bền

3 Kiểm tra ổn định trong mặt phẳng: (Theo điều 7.4.2.2, TCVN 5575:2012) Độ lệch tâm theo phương x: ex = 0.00 cm Độ lệch tâm theo phương y: ey = 6.40 cm Độ mảnh qui ước theo phương x: 1.47 Với: Độ mảnh qui ước theo phương y: 2.49 Độ lệch tâm tính đổi phương x: mx = 0.00 Độ lệch tâm tính đổi phương y: my = 0.99 Độ lệch tâm tính đổi lớn nhất: mmax= 0.99

- Theo bảng D.9, phụ lục D, TCVN 5575:2012: h = 1.55

- Độ lệch tâm tính đổi: 1.54

- Theo bảng D.10, phụ lục D, TCVN 5575:2012: je = 0.41

Kết luận: Thỏa mãn điều kiện ổn định trong mặt phẳng

4 Kiểm tra ổn định ngoài mặt phẳng: (Theo điều 7.4.2.4, TCVN 5575:2012)

- Hệ số uốn dọc jy được xác định theo điều 7.3.2.1, TCVN 5575:2012:

- Hệ số c được xác định theo điều 7.4.2.5, TCVN 5575:2012:

Kết luận: Thỏa mãn điều kiện ổn định ngoài mặt phẳng

5 Kiểm tra ổn định thanh bụng: (Theo điều 7.4.2.8, TCVN 5575:2012)

Kết luận: Thỏa mãn điều kiện ổn định thanh bụng

Bảng 8.2-1: Hệ số an toàn kiểm tra thanh chống Điều kiện kiểm tra FS

Thỏa mãn điều kiện độ mảnh 1.90

Thỏa mãn điều kiện độ bền 8.37

Thỏa mãn điều kiện ổn định trong mặt phẳng 3.46 Thỏa mãn điều kiện ổn định ngoài mặt phẳng 6.25 Thỏa mãn điều kiện ổn định thanh bụng 6.25

- Kiểm tra với tổ hợp 2  M max,N y tu 

1 Kiểm tra độ mảnh: (Theo điều 7.5.5, TCVN 5575:2012) Độ mảnh theo phương x:  46.42 Độ mảnh theo phương y:  78.77 Độ mảnh giới hạn:  150

Theo bảng C.1, phụ lục C, TCVN

- Suy ra: nc = 1.50 cx = 1.05 cy 1.47

3 Kiểm tra ổn định trong mặt phẳng: (Theo điều 7.4.2.2, TCVN 5575:2012) Độ lệch tâm theo phương x: ex = 0.00 c m Độ lệch tâm theo phương y: ey = 32.29 c m Độ mảnh qui ước theo phương x: 1.47

: Độ mảnh qui ước theo phương y: 2.49 Độ lệch tâm tính đổi phương x: mx = 0.00 Độ lệch tâm tính đổi phương y: my = 5.01 Độ lệch tâm tính đổi lớn nhất: mmax= 5.01

Theo bảng D.9, phụ lục D, TCVN

Theo bảng D.10, phụ lục D, TCVN

- Hệ số uốn dọc y được xác định theo điều 7.3.2.1, TCVN 5575:2012:

Thỏa mãn điều kiện ổn định trong mặt phẳng 4.13

Thỏa mãn điều kiện ổn định ngoài mặt phẳng 13.82 Thỏa mãn điều kiện ổn định thanh bụng 13.82

8.2.2 Giai đoạn lắp Shoring lớp 2 (GĐ2)

STT Đặc điểm nội lực Lực dọc N Moment My

1 Kiểm tra độ mảnh: (Theo điều 7.5.5, TCVN 5575:2012) Độ mảnh theo phương x: lx = 46.42 Độ mảnh theo phương y: ly = 78.77 Độ mảnh giới hạn: [l] = 150

- Suy ra: nc = 1.50 cx = 1.05 cy 1.47

3 Kiểm tra ổn định trong mặt phẳng: (Theo điều 7.4.2.2, TCVN 5575:2012) Độ lệch tâm theo phương x: ex = 0.00 cm Độ lệch tâm theo phương y: ey = 1.09 cm Độ mảnh qui ước theo phương x: 1.47 Với: Độ mảnh qui ước theo phương y: 2.49 Độ lệch tâm tính đổi phương x: mx = 0.00 Độ lệch tâm tính đổi phương y: my = 0.17 Độ lệch tâm tính đổi lớn nhất: mmax= 0.17

- Theo bảng D.9, phụ lục D, TCVN 5575:2012: h = 1.59

- Theo bảng D.10, phụ lục D, TCVN 5575:2012: je = 0.67

- Hệ số uốn dọc jy được xác định theo điều 7.3.2.1, TCVN 5575:2012:

- Suy ra: nc = 1.50 cx = 1.05 cy 1.47

3 Kiểm tra ổn định trong mặt phẳng: (Theo điều 7.4.2.2, TCVN 5575:2012) Độ lệch tâm theo phương x: ex = 0.00 cm Độ lệch tâm theo phương y: ey = 2.16 cm

101 Độ mảnh qui ước theo phương x: 1.47 Với: Độ mảnh qui ước theo phương y: 2.49 Độ lệch tâm tính đổi phương x: mx = 0.00 Độ lệch tâm tính đổi phương y: my = 0.34 Độ lệch tâm tính đổi lớn nhất: mmax= 0.34

- Theo bảng D.9, phụ lục D, TCVN 5575:2012:

- Độ lệch tâm tính đổi:  0.53

Kết luận: Thỏa mãn điều kiện ổn định thanh bụng Độ mảnh quy ước: 2.49 Độ lệch tâm tương đối: m = 0.34

Giới hạn tỉ số chiều rộng và bề dày bản cánh:

Kết luận: Thỏa mãn điều kiện ổn định cục bộ bản cánh

8.2.3 Giai đoạn tháo Shoring lớp 2 (GĐ3)

STT Đặc điểm nội lực Lực dọc N Moment My

- Suy ra: nc = 1.50 cx = 1.05 cy 1.47

3 Kiểm tra ổn định trong mặt phẳng: (Theo điều 7.4.2.2, TCVN 5575:2012)

104 Độ lệch tâm theo phương x: ex = 0.00 cm Độ lệch tâm theo phương y: ey = 1.59 cm Độ mảnh qui ước theo phương x: 1.47 Với: Độ mảnh qui ước theo phương y: 2.49 Độ lệch tâm tính đổi phương x: mx = 0.00 Độ lệch tâm tính đổi phương y: my = 0.25 Độ lệch tâm tính đổi lớn nhất: mmax= 0.25

- Suy ra: nc = 1.50 cx = 1.05 cy 1.47

3 Kiểm tra ổn định trong mặt phẳng: (Theo điều 7.4.2.2, TCVN 5575:2012) Độ lệch tâm theo phương x: ex = 0.00 cm Độ lệch tâm theo phương y: ey = 4.80 cm Độ mảnh qui ước theo phương x: 1.47 Với:

107 Độ mảnh qui ước theo phương y: 2.49 Độ lệch tâm tính đổi phương x: mx = 0.00 Độ lệch tâm tính đổi phương y: my = 0.75 Độ lệch tâm tính đổi lớn nhất: mmax= 0.75

Thi công cốp pha nhôm

8.3.1 Tính toán coppha cột vách

Bảng 8.3-1: Thông số vật liệu coppha nhôm 6060-T6

Mã nhôm Bề dày Modul đàn hồi Kéo Nén Cắt

- mm - F tu F ty F cy F su

- Đặc trưng vật liêu nhôm – Hiệp hội các nhà sản xuất Nhôm

- Tiêu chuẩn xây dựng: ACI 347R-14, BS 8110-1997

8.3.1.1 Tính toán cho tấm vách 450 2650 x  mm mm  

Sử dụng hợp kim nhôm: f y 40000PSI 275MPa- Theo ASTM 6061-T6

8.3.1.2 Tính toán áp lực ngang Áp lực ngang bê tông tác dụng lên thành vách: Điều kiện thi công: tốc độ dâng bê tông nhỏ hơn 2.1  m h / , chiều cao đổ không vượt quá 4.2(m)

Tốc độ dâng bê tông: R = 2.10 (m/h)

Nhiệt độ lúc đổ bê tông: T = 30 0 C

Chiều cao đổ bê tông: 3150mm

Hệ số thành phần hóa học: Cc = 1

Hệ số trọng lượng đơn vị: Cw = 1

Nếu Cc và Cw thay đổi, phải điều chỉnh tốc độ dâng bê tông để đảm bảo áp lực ngang lớn nhất không vượt quá 41.69 (kN/m 2 )

Hình 8.3-1: Mặt cắt coppha cột vách và biểu đồ ứng suất bê tông tác dụng lên thành vách 8.3.1.3 Kiểm tra tấm coppha

Hình 8.3-2: Mặt cắt tấm copha nhôm Đặc trưng tiết diện: I xx 3953 mm 4 

Mặt nhôm tấm vách có 2 loại chiều dày khác nhau: 4mm và 6mm

Ta quy về tiết diện chiều dày tương đương có cùng moment quán tính

Mã nhôm 6060-T6, bề dày 0.25-100 (mm)

6060-T6 0.25-100 6.96E+04 260 240 240 165 Đặc trưng tiết diện: (tính trên 1mm)

Bảng 8.3-3: Đặc trưng tiết diện coppha nhôm 6060-T6

A mm I xx   mm 4 I yy   mm 4 C y top    mm C y bot    mm Q x   mm 3 E MPa ( )

Bề rộng tính toán 1m Áp lực tính toán 0.042 N/mm

Kiểm tra ứng suất: Sơ đồ dầm liên tục

Nhịp tính toán: khoảng cách thông thủy giữa 2 sườn = khoảng cách giữa 2 sườn – bề dày của sườn = 251mm (hình 7-30 )

 Ứng suất uốn cho phép:

Thỏa mãn điều kiện ứng suất uốn cho phép

Kiểm tra ứng suất cắt cho phép:

Thỏa mãn điều kiện ứng suất cắt cho phép

Kiểm tra biến dạng: Sơ đồ dầm liên tục

    b) Kiểm tra sườn gia cường

Hình 8.3-3: Mặt cắt sườn gia cường Bảng 8.3-4: Đặc trưng tiết diện sườn gia cường

Bề rộng tính toán 300 (mm)

Tải trọng tính toán 12.60 (N/mm)

Kiểm tra ứng suất cấu kiện: Sơ đồ dầm đơn giản

Hình 8.3-4: Mặt cắt khung coppha

Kiểm tra ứng suất cấu kiện: sơ đồ dầm đơn giản

Kiểm tra ứng suất cắt cho phép

114 d Kiểm tra khả năng chịu lực của la thép

Tính toán chi tiết: Áp lực ngang lớn nhất tác dụng lên tấm cốp pha 0.042 (N/mm 2 )

Bước la theo chiều ngang 450 (mm)

Hình 8.3-5: Vị trí la thép (sai kích thước 3.5m)

 La số 1: khoảng cách 950mm tính từ chân tấm

Bước la theo chiều dọc (300+600)/2E0 (mm)

Diện tích chịu tải của 1 la hxv = 450x450 (mm)

Lực kéo tác dụng lên 1 thanh la: N1 = 8505 (N) = 8.5 (kN)

 La số 2: khoảng cách 1550mm tính từ chân tấm

Bước la theo chiều dọc(600+600)/2 = 600 (mm)

Diện tích chịu tải của 1 la hxv = 450x600 (mm)

Lực kéo tác dụng lên 1 thanh la: N2 = 11340 (N) = 11.3 (kN)

Ta có la thép T6 có khả năng chịu lực   25 12.5   ( 1 ; 2 ) 11.3

Kết luận: Chọn la thép T6 cho coppha cột vách

8.3.2 Tính toán coppha sàn hầm B1

8.3.2.1 Tính toán cho tấm vách 600 1200   mm mm  

Sử dụng hợp kim nhôm: f y 40000PSI 275MPa- Theo ASTM 6061-T6

8.3.2.2 Tính toán áp lực ngang

Bảng 8.3-5: Áp lực ngang bê tông tác dụng lên tấm sàn

Tĩnh tải Chiều dày Tải trọng

Tải trọng do người + dụng cụ thi công - 2.5

Tổng tải trọng tác dụng lên tấm sàn: Ws= 10.50 (kN/m 2 ) = 0.0105 (N/mm 2 )

Hình 8.3-7: Mặt cắt tấm copha nhôm a) Kiểm tra mặt nhôm 4.78mm

Hình 8.3-8: Mặt cắt tấm nhôm

Mã nhôm 6060-T6, bề dày 0.25-100 (mm)

6060-T6 0.25-100 6.96E+04 260 240 240 165 Đặc trưng tiết diện: (tính trên 1mm)

Bảng 8.3-7: Đặc trưng tiết diện coppha nhôm 6060-T6

116 Áp lực tính toán 0.0105 (N/mm)

Kiểm tra ứng suất: Sơ đồ dầm liên tục

Nhịp tính toán: khoảng cách thông thủy giữa 2 sườn = khoảng cách giữa 2 sườn – bề dày của sườn = 182 (mm)

    d) Kiểm tra sườn gia cường

Hình 8.3-9: Mặt cắt sườn gia cường Bảng 8.3-8: Đặc trưng tiết diện sườn gia cường

Tải trọng tính toán 2.1 (N/mm)

Kiểm tra ứng suất cấu kiện: Sơ đồ dầm đơn giản

Hình 8.3-10: Mặt cắt khung coppha Bảng 8.3-9: Đặc trưng tiết diện khung

    a) Kiểm tra coppha dầm biên

Hình 8.3-11: Mặt cắt coppha dầm biên tầng điển hình

Bảng 8.3-10: Đặc trưng tiết diện

Lập tiến độ thi công

 Xe bơm bê tông: bơm bê tông theo 2 phương pháp: bơm ngang và bơm cần

Vì công trình có chiều sâu tương đối lớn và nằm dưới mặt đất nên dùng phương án bơm bê tông bằng cần bơm Chọn cần bơm bê tông KCP-42

Bảng 8.4-1: Thông số kỹ thuật xe cẩu KCP-42

Thông số kỹ thuật Đơn vị Gía trị

Trọng lượng kg 14500 Đường kính ống bơm mm 125

Chiều cao bơm lớn nhất m 22.5

Tầm xa bơm lớn nhất m 25 Độ sâu bơm lớn nhất m 23

Bảng 8.4-2: Thông số kỹ thuật xe bơm bê tông Mixer

Thông số kỹ thuật Đơn vị Chỉ số

Tốc độ quay của thùng vòng/phút 12

Tốc độ tối đa km/h 120

Trong điều kiện bình thường, ngay sau khi đổ 4 giờ nếu trời nắng phải tiến hành che phủ bề mặt để tránh hiện tượng “trắng bề mặt” bê tông 7 ngày đầu phải tưới nước thường xuyên để giữ ẩm, khoảng 3 giờ tưới 1 lần

Bảng 8.4-3: Lập tiến độ thi công bằng MS Project

Tên công việc Thời gian Tương quan Nhân công

THI CÔNG CỌC KHOAN NHỒI 15 days

Thi công cọc 1-10 1 day NC[10]

Thi công cọc 11-20 1 day 4 NC[10]

Thi công cọc 134-143 1 day NC[10]

THI CÔNG PHẦN NGẦM 87 days

Thi công đào đất 16 days

Thi công cọc vây 3 days 8FS+2 days,13FS+2 days NC[13] Đào đất đợt I code -1.5m 2 days 41 NC[13]

Lắp đặt hệ giằng chống lớp 1 1 day 42 NC[14] Đào đất đợt II code -5.0m 5 days 43 NC[12]

Lắp đặt hệ Shoring lớp 2 1 day 44 NC[14] Đào đất đợt III code -8.5m 4 days 45 NC[15]

Thi công móng 17 days Đào hố móng 3 days 46 NC[13]

Cốp pha 7 days 49SS+1 day NC[11]

Tháo cốp pha 2 days 51FS+2 days NC[16] Đầm đất 1 day 52 NC[6]

Thi công sàn hầm 12 days

Cốt pha 7 days 55SS+1 day NC[2]

Tháo cốt pha 1 day 57FS+2 days NC[4]

Tháo hệ văng chống lớp 2 1 day 57FS+7 days NC[6]

Cốt thép đợt 1 7 days 60 NC[31]

Cốp pha đợt 1 7 days 61SS+1 day NC[26]

Thi công hệ văng chống 19 days

Thi công cọc vây 6 days 21FS+2 days,29FS+2 days NC Đào đất đợt I code -1.5m 2 days 70 NC[12]

Lắp đặt hệ giằng chống lớp 1 2 days 71 NC[25] Đào đất đợt II code -5.0m 3 days 72 NC[18]

Lắp đặt hệ Shoring lớp 2 2 days 73 NC[25] Đào đất đợt III code -8.5m 4 days 74 NC[14]

Thi công móng 16 days Đào hố móng 2 days 75 NC[28]

Tháo cốp pha 2 days 80FS+2 days NC[27] Đầm đất 1 day 81 NC[9]

Thi công sàn hầm 12 days

Tháo cốp pha 1 day 86FS+2 days NC[5]

Tiêu đề	Đồ Án Tốt Nghiệp Khu Phức Hợp Saigon Asiana (Asiana Complex)
Tác giả	Trần Phước Sinh
Người hướng dẫn	Th.S Nguyễn Tổng
Trường học	Trường Đại Học Sư Phạm Kỹ Thuật Thành Phố Hồ Chí Minh
Thể loại	Đồ án tốt nghiệp
Năm xuất bản	2021
Thành phố	Thành Phố Hồ Chí Minh

Định dạng
Số trang	133
Dung lượng	4,53 MB