Phu luc asiana complex

Trong phạm vi đồ án này, công trình có chiều cao 59.85m so với mặt đấttự nhiên vì vậy phải kể đến thành phần gió động lên công trình.Thành phần động của tải trọng gió gồm lực xung của vậ

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 10 daN/m 2 đối với vùng I-A, 12 daN/m 2 đối cới vùng II-A và

15 daN/m 2 đối với vùng III-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 kN j ( )

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

- 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.

: 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 giao động Do công trình bằng BTCT nên có δ= 0,3

Thông số  i xác định theo công thức:

: hệ số độ tin cậy lấy bằng 1.2.

 W N / m 0  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).

Hình 1-1: Đồ thị xác định hệ số động lực  I

Chú thích: Đường cong 1: Sử dụng cho công trình bê tông cốt thép và gạch đá kể cả các công trình bằng khung thép có kết cấu bao che    0,3  Đường cong 2: Sử dụng cho các công trình tháp trụ thép, ống khói, các thiết bị dạng cột có bệ bằng bê tông cốt thép    0,15 

Hệ số  i được xác định bằng công thức: n ji Fj j 1 i n

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, ứng với thời gian lấy trung bình vận tốc gió là 3s, hệ số áp lực động được xác định theo công thức sau.

 S i : diện tích mặt đón gió ứng với phần tử thứ j của công trình.

 : hệ số tương quan không gian áp lực động của tải trọng gió, phụ thuộc vào tham số ,

Trường hợp tính áp lực gió lên bề mặt ZOY do gió thổi từ phương X:

Trường hợp tính áp lực gió lên bề mặt ZOX do gió thổi từ phương Y:

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 1-2: 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

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

2.919 0.3426 0.0031 0.546 0.001 Xét Thuần túy theo phương Y

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

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 2-4: 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 2-5: 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 2-6: 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 2-7: 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 C.

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

Bảng 2-8: 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

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

Bảng 2-9: 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: q= q ko w 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 2-10: 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 /αu 1 4.5α /α u 1

Hệ không thuộc hệ tường kép 3.0 4.0α /αu 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.

+ u 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: q= q k = 3.9×1 = 3.9 > 1.5o w

Bảng 2-11: 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 2-12: 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

Phân tích nội lực sàn

Sử dụng phần mềm SAFE v16.0.2 để mô hình sàn và phân tích nội lực đối với mặt bằng tầng sàn điển hình

Hình 3-1: Mô hình sàn phẳng tầng điển hình

Kết quả mô phỏng

Phân tích biểu đồ màu từ đó chia dãy trip

Hình 3-2: Biểu đồ màu Moment M1-1 (Layer B) (kN.m)

Hình 3-3: Biểu đồ màu Moment M2-2 (Layer A) (kN.m)

Hình 3-4: Dãy strip theo phương Y (Layer B)

Hình 3-5: Dãy strip theo phương X (Layer A)

Hình 3-6: Moment theo phương X (kN.m)

Hình 3-7: Moment theo phương Y (kN.m)

Bảng 3-13: Kết quả tính toán thép sàn Ô sàn

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.

3.3.1 Kiểm tra điều kiện hình thành vết nứt sàn

Bảng 3-14: 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 yt 92.73 mm

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

3.3.2 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 3-15: 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 3-16: 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 3-17: 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 3-18: 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 3-19: 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 3-20: Kết quả tính độ võng sàn kể đến hình thành vết nứt tại vị trí 5R

Bảng 3-21: Kết quả tính độ võng sàn kể đến hình thành vết nứt tại vị trí 6R

Bảng 3-22: Kết quả tính độ võng sàn kể đến hình thành vết nứt tại vị trí gối phải

(1/r) -0.00007 1/m 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 red b s s '

 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 6-23: 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 Giữa nhip 0.0108754 f 0.06777 (m)

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

THIẾT KẾ DẦM TẦNG ĐIỂN HÌNH

Tính toán chi tiết dầm tầng điển hình

Sinh viên chọn dầm BH1-1 (B93) để tính toán chi tiết:

Hình 4-3: Nội lực dầm BH1-1 (B93)

4.1.1 Tính toán cốt thép chịu lực

 Kiểm tra hàm lượng cốt thép theo yêu cầu chịu uốn, cắt theo TCVN 5574-2018 min max

Trong đó: x R - Chiều cao giới hạn của vùng bê tông chịu nén

- Biến dạng tương đối của bê tông đối với cốt thép chịu kéo khi ứng suất bằng Rs;

Chọn thộp bố trớ: 4 25 4 20 ỉ  ỉ  A stt 2592 mm 

Tượng tự tại nhịp: 4 20 ỉ  A stt 1257 mm 

Hình 4-4: Mặt cắt chi tiết dầm BH1-1 (B93)

4.1.2 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 8 100 a 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

4.1.3 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:

Trong đó: 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 4-5: 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

4.1.4 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 4-24: Tính cốt thép chịu lực dầm biên tầng điển hình

Chiều dày lớp bê tông bảo vệ của dầm a b v

2 Vật liệu dùng để tính toán:

Sử dụng bê tông có cường độ

Cường độ chịu nén của bê tông ở TTGH1

Cường độ chịu kéo của bê tông ở TTGH1

Modun đàn hồi của bê tông

Cường độ thép chịu kéo

Cường độ chịu kéo, nén của cốt đai

Cường độ chịu cắt của cốt đai

Modun đàn hồi của cốt thép

0 Mpa Đường kính cốt đai φ d

B KIỂM TRA KHẢ NĂNG CHỊU CẮT CỦA CỐT ĐAI ĐÃ CHỌN

1 Khả năng chịu cắt của bê tông và cốt đai

Khả năng chịu cắt tối thiểu của bê tông

Qbmin ≤ ϕb3(1+ϕf+ϕn).Rbt.b.ho (1+ϕf+ϕn).Rbt.b.ho =ϕb3(1+ϕf+ϕn).Rbt.b.ho =f+ϕf+ϕn).Rbt.b.ho =ϕb3(1+ϕf+ϕn).Rbt.b.ho =n).Rbt.b.ho = - k

Cường độ chịu cắt của 1 vòng đai qsw = n.RswAsw/S = - k N / c m

Cường độ chịu cắt của 1 vòng đai

Mb = ϕb3(1+ϕf+ϕn).Rbt.b.ho =b2(1+ϕf+ϕn).Rbt.b.ho =ϕb3(1+ϕf+ϕn).Rbt.b.ho =f+ϕf+ϕn).Rbt.b.ho =ϕb3(1+ϕf+ϕn).Rbt.b.ho =n).Rbt.b.h²o

Chiều dài nguy hiểm nhất của tiết diện nghiêng

Khả năng chịu cắt của bê tông Qb= max(Qbmin;

Khả năng chịu cắt của cốt đai là: Qsw =ϕb3(1+ϕf+ϕn).Rbt.b.ho =sw.qsw.Co = - k

Khả năng chịu cắt của cốt đai và bêtông là: Qu = Qb+ϕf+ϕn).Rbt.b.ho =Qsw - k

Kiểm tra khả năng chịu cắt của dầm

2 Khả năng bê tông không bị phá hoại trên tiết diện nghiêng - ứng suất nén chính

Ta có ϕb3(1+ϕf+ϕn).Rbt.b.ho =wl =1+ϕf+ϕn).Rbt.b.ho =5(Esnasw)/(Ebbs)1 0 8 ϕb3(1+ϕf+ϕn).Rbt.b.ho =b1 = 1 - βγbRb 0 8 0 5 Ứng suất nén chính

0.3ϕb3(1+ϕf+ϕn).Rbt.b.ho =wlϕb3(1+ϕf+ϕn).Rbt.b.ho =b1γbRbbh o= - k

Qmax < 0.3ϕb3(1+ϕf+ϕn).Rbt.b.ho =wlϕb3(1+ϕf+ϕn).Rbt.b.ho =b1γbRbbho - (

1 ) Đoạn giữa nhịp chỉ đặt cần cốt đai theo cấu tạo : min(3/4hd,300)

Bảng 4-25: Tính cốt thép đai dầm biên tầng điển hình

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:

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

+ 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

Nén lệch tâm xiên là trường hợp phổ biến trong kết cấu công trình Xảy ra khi:

- Lực dọc N không nằm trong mặt phẳng đối xứng nào;

- Khi lực dọc N tác dụng đúng tâm, kết hợp với moment M mà mặt phẳng tác dụng của nó không trùng với mặt phẳng đối xứng nào. Đây là trường hợp tính toán khá phức tạp Hiện nay tiêu chuẩn Việt Nam chưa có hướng dẫn cụ thể tính toán cột chịu nén lệch tâm xiên Khi thiết kế thường sử dụng một trong ba phương pháp sau:

- Phương pháp 1: Tính riêng cho từng trường hợp lệch tâm phẳng và bố trí thép theo mỗi phương;

- Phương pháp 2: Dùng phương pháp tính gần đúng quy đổi từ bài toán lệch tâm xiên thành bài toán lệch tâm phẳng tương đương và bố trí thép đều theo chu vi;

- Phương pháp 3: Dùng biểu đồ tương tác.

Trong 3 phương pháp trên thì phương pháp 1 và 2 là phương pháp tính gần đúng Còn phương pháp thứ 3 là phương pháp phản ánh đúng thực tế khả năng chịu lực của cấu kiện Tuy nhiên trong thực hành tính toán thì biểu đồ tương tác chỉ được áp dụng trong bài toán kiểm tra vì số liệu tính toán là khá lớn và tốn nhiều thời gian Phương pháp 2 được sử dụng rộng rãi hiện nay.

 Sinh viên tính toán thép cho cột lệch tâm xiên theo phương pháp 2 Cở sở lý thuyết dựa vào quyển “Tính toán tiết diện cột bê tông cốt thép” GS.TS NGUYỄN ĐÌNH CỐNG.

5.1.2.1 Lý thuyết tính toán Ở phạm vi đồ án sinh viên sử dụng phương pháp tính gần đúng bằng cách quy đổi bài toán lệch tâm xiên về bài toán lệch tâm phẳng tương đương và bố trí thép rải đều theo chu vi cột. x y z

Lưu ý: theo lý thuyết tính My là moment xoay quanh trục Y và Mx là moment xoay quanh trục X, Cx và Cy lần lượt là các cạnh của tiết diện cột theo phương X và Y

 Xác định chiều dài tính toán:

Theo mục 8.1.2.4.4, TCVN 5574:2018, chiều tính toán L0 của cấu kiện chịu nén lệch tâm được xác định như đối với cấu kiện của kết cấu khung có kể đến trạng thái biến dạng của kết cấu khung ở vị trí bất lợi nhất của tải trọng đối với cấu kiện này, có chú ý đến biến dạng không đàn hồi của vật liệu và sự có mặt của vết nứt.

Cho phép lấy chiều dài tính toán Lo của cấu kiện có tiết diện ngang không đổi dọc theo chiều dài L khi có tác dụng của lực dọc như sau:

- Đối với cấu kiện hai đầu khớp: 1,0L;

- Đối với cấu kiện một đầu ngàm cứng (loại trừ được sự xoay của tiết diện gối tựa) và một đầu tự do (công xôn): 2,0L;

- Đối với cấu kiện một đầu khớp cố định và một đầu:

+ Ngàm mềm (cho phép xoay một góc hạn chế): 0.9L;

- Đối với cấu kiện một đầu khớp mềm (cho phép gối tựa dịch chuyển hạn chế) và một đầu: + Ngàm cứng (không xoay): 1.5L;

+ Ngàm mềm (với góc xoay hạn chế): 2.0L;

- Đối với cấu kiện hai đầu ngàm cố định:

- Đối với cấu kiện hai đầu ngàm di động hạn chế:

Chiều dài tính toán: oX X oY Y l = ψ l l = ψ l Đối với cấu kiện hai đầu ngàm cố định, ngàm mềm, hệ số  = 0.80.

5.1.2.2 Các bước tính toán cột lệch tâm xiên

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

C  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: oy y ox x ax ay l C l C e = max ; ;10 ; e = max ; ;10

    Độ lệch tâm tĩnh học: x y

M M e = ; e N N Độ lệch tâm tính toán (hệ siêu tĩnh): e ox max(e e ax ; 1 x ); e oy max(e ay ;e 1 y ) Độ mãnh theo hai phương: oy oy ox ox x y 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); x 2 cr 2 o

+ 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 μbh(0.5h-a) gt gần bằng giá trị μbh(0.5h-a) tt ) + ks = 0.7 b L e k = 0.15 φ (0.3+δ ) φL là hệ số, kể đến ảnh hưởng của thời hạn tác dụng của tải trọng:

+ 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 e là giá trị độ lệch tâm tương đối của lực dọc ( e 0 δ = e 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 b hệ số điều kiện làm việc của bê tông khi đổ theo phương đứng)

Hệ số chuyển đổi mo

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

Nén lệch tâm rất bé, tính toán gần như nén đúng tâm

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

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

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

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

Diện tích toàn bộ cốt thép tính như sau:

5.1.2.3 Kiểm tra hàm lượng thép

Tính hàm lượng thép: t st b μbh(0.5h-a) A ×100%

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

Yêu cầu: μbh(0.5h-a) o μbh(0.5h-a) t μbh(0.5h-a) max

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 μbh(0.5h-a) = 4% μbh(0.5h-a) = 1%

Bảng 5-26: 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

Bảng 5-27: Bảng cốt thép dọc cột D2

Bảng 5-28: Bảng cốt thép dọc cột B5

Bảng 5-29: Bảng cốt thép dọc cột C5

Bảng 5-30: Bảng cốt thép dọc cột I5

Bảng 5-31: Bảng cốt thép dọc cột M5

T16 M5 TT-TH8 -601.229 -203.897 193.1223 2900 50 750 70.85 1.11 LTRB 32 ỉ 25 157.08 2.45 T15 M5 TT-TH8 -1218.5 -94.3041 121.5609 2900 50 750 136.80 2.14 LTRB 32 ỉ 25 157.08 2.45 T14 M5 TT-TH8 -1839.64 -119.482 130.3308 2900 50 750 132.86 2.08 LTRB 32 ỉ 25 157.08 2.45 T13 M5 TT-TH8 -2467.49 -118.953 126.1488 2900 50 750 112.86 1.76 LTRB 32 ỉ 25 157.08 2.45 T12 M5 TT-TH8 -3103.72 -120.552 118.0923 2900 50 750 92.75 1.45 LTRB 32 ỉ 25 157.08 2.45 T11 M5 TT-TH8 -3752.42 -170.195 163.4424 2900 50 750 72.47 1.13 LTRB 32 ỉ 25 157.08 2.45 T10 M5 TT-TH8 -4419.98 -136.715 126.0504 2900 50 750 160.24 2.50 LTRB 32 ỉ 25 157.08 2.45

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 6-6: 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:

6.2.1 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

Bảng 6-32: Bảng tổng hợp thông số tiết diện, tọa độ phân tử vách lõi thang

LÕI W1-W3 Đặc trưng hình học

(mm) (mm) (mm 2 ) (mm 4 ) (mm 4 )

- (mm) (mm) (mm) (mm) (mm 2 )

Bảng 6-33: Kết quả nội lực vách lõi PW1-PW3

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

TT-TH9 M2/N max -61508.08 -793799.05 19085.51 TT-TH10 M3 max -67562.25 237933.81 64286.07

TT-TH13 M2 min -61508.08 -793799.05 19085.51 TT-TH13 M2 max -62845.41 777529.43 28859.27

Bảng 6-34: 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 6-35: Bảng tổng hợp thông số tiết diện, tọa độ phân tử vách lõi thang

LÕI W1-W3 Đặc trưng hình học

(mm) (mm) (mm 2 ) (mm 4 ) (mm 4 )

- (mm) (mm) (mm) (mm) (mm 2 )

Bảng 6-36: Kết quả nội lực vách lõi W1

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

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

Bảng 6-37: Kết quả tính toán phần tử vách W2

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

Bảng 6-38: 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

Vùng 5 Cốt đai Số nhánh Bước Qsw Qwb Kiểm đai tra

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

THIẾT KẾ MÓNG

Tính toán sức chịu tải

Bảng 7-39: Bảng tổng hợp sức chịu tải cọc

Bảng tổng hợp SCT cọc

Sức chịu tải theo chỉ tiêu cơ lí R.cu

Sct theo chỉ tiêu cường độ R.cu

Sct theo chỉ số spt R.cu

Sức chịu tải theo vật liệu R.vl = 6488.09 kN

Sức chịu tải đặc trưng R.ck = 7592.38 kN

Sức chịu tải thiết kế R.cd = 5423.13 kN

Thống kế số lượng cọc cho từng đài móng

Bảng 7-40: Bảng thống kế số lượng cọc cho từng đài móng

STT cọc Story Cọc Output Case Fz SCT thiết kế γ k Chọn MX=M

Bảng 7-41: Bảng thống kê số lượng cấu kiện

STT Tên móng Cấu kiện SL móng SL cọc

Kiểm tra phản lực đầu cọc

Tiết diện đài Số cọc STT cọc x i (m) y i (m) x 2 i y 2 i Σxx 2 i Σxy 2 i

7.3.2 Kiểm tra phản lực đầu cọc

Bảng 7-42: 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

Ví dụ: Móng A-1 năm trên giao điểm của 2 trục A và 1.

Bảng 7-43: Nhóm đài có 2 cọc theo phương X

Label Load P M2 max M3 max V2 max V3 min N tt M tt x M tt y P max P min Max Min

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

Bảng 7-44: Nhóm đài có 2 cọc theo phương Y

Bảng 7-45: Nhóm đài có 4 cọc

Bảng 7-46: Nhóm đài có 6 cọc phương X

V3 min N tt M tt x M tt y P max P min Max Min

Bảng 7-47: Nhóm đài có 6 cọc phương Y

V3 min N tt M tt x M tt y P max P min Max Min

Kiểm tra ổn định móng

7.4.1.1 Khối móng quy ước đài 2 cọc

Góc ma sát trong trung bình của các lớp đất mà cọc đi qua φII,tb = Σ(φII,i.li) / Σli = 24.9 (o)Chiều dài,chiều rộng và chiều cao của đáy khối móng quy ước Bqu=(B-d)+2Lc.tg(φ/4) = 13.5 (m)

Trọng lượng các lớp đất của khối móng quy ước

Pdat=BquxHquxLquxγtb = 127952.4 (kN) γtb=Σ(γtb.li)/Σli 10.0

Khả năng chịu tải của nền dưới mũi cọc Rtc

Rtc=m1.m2x(A.B.γII+B.Hqu.γ'II+D.c)/ktc = 10174.48 (kN) m1 = 1.2 m2 = 1.3 ktc = 1.1 c = 0.08 yii trên đáy mong 20.0

(kN/ m3) γ'II dưới đáy móng 20.2

Góc ma sát trong trung bình của các lớp đất mà cọc đi qua φII,tb = Σ(φII,i.li) / Σli = 24.9 (o) Chiều dài,chiều rộng và chiều cao của đáy khối móng quy ước

Pdat=BquxHquxLquxγtb = 127952 (kN) γtb=Σ(γtb.li)/Σli 10.0

(kN/ m3) Khả năng chịu tải của nền dưới mũi cọc Rtc Rtc=m1.m2x(A.B.γII+B.Hqu.γ'II+D.c)/ktc = 150780 (kN) m1 = 1.2 m2 = 1.3 ktc = 1.1 c = 0.08 yii trên đáy mong 20.0

(kN/ m3) γ'II dưới đáy móng 20.2

Góc ma sát trong trung bình của các lớp đất mà cọc đi qua φII,tb = Σ(φII,i.li) / Σli = 24.9 (o) Chiều dài,chiều rộng và chiều cao của đáy khối móng quy ước

Pdat=BquxHquxLquxγtb = 127952 (kN) γtb=Σ(γtb.li)/Σli 10.0

(kN/ m3) Khả năng chịu tải của nền dưới mũi cọc Rtc Rtc=m1.m2x(A.B.γII+B.Hqu.γ'II+D.c)/ktc = 173607 (kN) m1 = 1.2 m2 = 1.3 ktc = 1.1 c = 0.08 yii trên đáy mong 20.0

(kN/ m3) γ'II dưới đáy móng = 20.2 (kN/ m3) φ = 30.54

Tải trọng tiêu chuẩn tác dụng lên khối móng quy ước

Trọng lượng của cọc và đài Pcocdai=(Vcoc+Vdai)xγbt (kN)

Trọng lượng khối móng quy ước Wqu=Pcocdai+Pdat (kN) Áp lực tiêu chuẩn ở đáy khối móng quy ước

Ptcmax=(Ntc+Wqu)x(1+6ex/Lqu+6ey/Bqu)/(LquxBqu) (kN) Ptcmin=(Ntc+Wqu)x(1-6ex/Lqu-6ey/Bqu)/(LquxBqu) (kN)

Ptctb=(Ptcmax+Ptcmin)/2 (kN) ex=Mtcx/(Ntc+Wqu) ey=Mtcy/(Ntc+Wqu)

Bảng 7-48: Bảng kiểm tra ổn định móng

Số cọc Label Load N tt M tt x M tt y Ntc Mtc.x Mtc.y Ptc.ma x

Ptc.mi n Ptc.tb KT cọc - - kN kN.m kN.m kN kN.m kN.m kN kN kN -

Tính lún khối móng quy ước

Bảng 7-49: Tính lún móng khung trục 5 và D

Label Z Z/B L/B K0 sgl sbt P1i P2i e1i e2i Si sbt/sgl

- (m) - - - (kN/m 2 ) (kN/m 2 ) (kN/m 2 ) (kN/m 2 ) (cm)

 Vậy móng lún 0.01 (cm) S gh 8  cm 

Bảng 7-50: Bảng tổng hợp tính lún

Số cọc Label Load Ntc Wqu 0.4*Bd hi chọn Si KT cọc - - kN kN - m cm -

Kiểm tra chọc thủng đài

Tác nhân gây chọc thủng đài cọc: phản lực do các cọc nằm ngoài đáy tháp chọc thủng Nếu tất cả các cọc trong đài đều nằm trong đáy tháp chọc thủng thì không cần kiểm tra. – Kiểm tra chọc thủng với tháp chọc thủng tự do với góc nghiêng bằng 45°

Hình 7-7: Mặt bằng và mặt tháp chọc thủng móng M3

Bước 1: Xác định vùng chống xuyên

Bước 2: Điều kiện chống xuyên

Lực gây xuyên thủng do lực nằm ngoài tháp chống xuyên n.coc = 6 cọc bc = 0.8 m hc = 0.8 m

Số lượng cọc nằm ngoài tháp chống xuyên k = 6 cọc

Cạnh song song trục Y I.by = 17.07 m3

Cạnh song song trục X I.bx = 169966.79 m3

Chu vi vùng chống xuyên u = 10.30 m

Bảng 7-51: Kiểm tra chọc thủng đài cọc

Móng Số cọc Label Load Ntt Mtt.x Mtt.y F KT

Tính toán thép đài

Bảng 7-52: Bảng tính toán thép đài

L.stri p M M ho A s Chọn thép KT A sc μ

(m) (kNm) (kNm/ m) (mm) (mm) - - (mm2) (%)

8 CHƯƠNG 8: THIẾT KẾ TƯỜNG VÂY

8.1.1 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.

6 Kiểm tra ổn định cục bộ của bản bụng: (Theo điều 7.6.2.1, TCVN 5575:2012)

Chiều cao bản bụng: hw = 44 cm

Bề dày bản bụng: tw = 2 cm

- Tỉ số chiều cao và bề dày bản bụng: hw/tw = 22.00 Độ mảnh quy ước: 2.49 Độ lệch tâm tương đối: m = 0.99

Giới hạn tỉ số chiều cao và bề dày bản bụng:

[hw/tw] = 65.52 (Theo bảng 33, TCVN 5575:2012)

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

7 Kiểm tra ổn định cục bộ của bản cánh: (Theo điều 7.6.3.3, TCVN 5575:2012)

Chiều rộng bản cánh: b0 = 23.5 cm

Bề dày bản cánh: tf = 3 cm

- Tỉ số chiều rộng và bề dày bản cánh: b0/tf = 7.83 Độ mảnh quy ước: 2.49 Độ lệch tâm tương đối: m = 0.99

Giới hạn tỉ số chiều rộng và bề dày bản cánh: [b0/tf] = 19.26 (Theo bảng 35, TCVN 5575:2012)

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

Bảng 8.1-53: 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 Thỏa mãn điều kiện ổn định cục bộ bản bụng 2.98 Thỏa mãn điều kiện ổn định cục bộ bản cánh 2.46

- 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 F/S

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

- Suy ra: nc = 1.50 cx = 1.05 cy 1.47 0.19 < 1

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

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 = 5.01 Độ lệch tâm tính đổi lớn nhất: mmax= 5.01

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

Theo bảng D.10, phụ lục D, TCVN 5575:2012:

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

Chiều cao bản bụng: hw = 44 c m

Bề dày bản bụng: tw = 2 c m -

Tỉ số chiều cao và bề dày bản bụng: hw/tw = 22.00 Độ mảnh quy ước: 2.49 Độ lệch tâm tương đối: m = 5.01

- Giới hạn tỉ số chiều cao và bề dày bản bụng:

Bề dày bản cánh: tf = 3 c m

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

Thỏa mãn điều kiện ổn định trong mặt phẳng 4.13 Thỏa mãn điều kiện ổn định ngoài mặt phẳng 13.8

2 Thỏa mãn điều kiện ổn định thanh bụng 13.8

2Thỏa mãn điều kiện ổn định cục bộ bản bụng 2.98Thỏa mãn điều kiện ổn định cục bộ bản cánh 2.46

8.1.2 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 F/S

- Suy ra: nc = 1.50 cx = 1.05 cy 1.47 0.42 < 1

- 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:

Bề dày bản bụng: tw = 2 c m

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 F/S

- Suy ra: nc = 1.50 cx = 1.05 cy 1.47 0.31 < 1

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 = 2.16 c m 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:

Giới hạn tỉ số chiều cao và bề dày bản bụng: [hw/tw] = 65.52 (Theo bảng 33, TCVN 5575:2012)

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

8.1.3 Giai đoạn tháo Shoring lớp 2 (GĐ3)

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:  46.42 Độ mảnh theo phương y:  78.77 Độ mảnh giới hạn:  150

- Suy ra: nc = 1.50 cx = 1.05 cy 1.47 0.27 < 1

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

- Suy ra: nc = 1.50 cx = 1.05 cy 1.47 0.15 < 1

Tiêu đề	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	184
Dung lượng	2,98 MB