1. Trang chủ
  2. » Luận Văn - Báo Cáo

đồ án tốt nghiệp thiết kế kết cấu khách sạn intercontinental hồ tràm

237 0 0
Tài liệu đã được kiểm tra trùng lặp

Đang tải... (xem toàn văn)

Tài liệu hạn chế xem trước, để xem đầy đủ mời bạn chọn Tải xuống

THÔNG TIN TÀI LIỆU

Thông tin cơ bản

Định dạng
Số trang 237
Dung lượng 8,19 MB

Cấu trúc

  • CHƯƠNG 1: GIẢI PHÁP KẾT CẤU (23)
    • 1.1 Giới thiệu chung và giới thiệu công trình (23)
      • 1.1.1 Quy mô công trình (24)
      • 1.1.2 Điều kiện địa chất (25)
    • 1.2 Phân tích giải pháp kết cấu (26)
      • 1.2.1 Hệ khung-lõi ở tầng 1-4 kết hợp với hệ vách từ tầng 5 trở lên (Kết cấu chuyển đặt ở tầng 4) (26)
      • 1.2.2 Giải pháp sàn (27)
    • 1.3 CHỌN VẬT LIỆU SỬ DỤNG (27)
    • 1.4 THIẾT KẾ BỀ DÀY SÀN (28)
    • 1.5 CHỌN SƠ BỘ KÍCH THƯỚC VÁCH CỨNG (29)
    • 1.6 CHỌN SƠ BỘ KÍCH THƯỚC DẦM (30)
    • 1.7 CHỌN SƠ BỘ KÍCH THƯỚC CỘT (0)
  • CHƯƠNG 2: THIẾT KẾ SÀN TẦNG 1 (35)
    • 2.1 Tĩnh tải (35)
    • 2.2 Hoạt tải sàn (36)
    • 2.3 Tổng tải trọng tính toán tác dụng lên từng ô sàn (37)
    • 2.4 Tính toán thép sàn (37)
      • 2.4.1 Tính chi tiết ô sàn S18 và S24 (37)
      • 2.4.2 Tính toán và chọn thép cho tất cả các ô sàn 2 phương của tầng 1 (42)
      • 2.4.3 Tính toán và chọn thép cho tất cả các ô sàn 1 phương của tầng 1 (43)
  • CHƯƠNG 3: TẢI TRỌNG GIÓ (44)
    • 3.1 Xác định giá trị áp lực gió cơ sở, bề rộng và chiều cao đón gió của công trình (44)
    • 3.2 Tính chi tiết giá trị tải trọng gió tiêu chuẩn tác dụng lên tầng 2 và 3 của khối đế công trình (44)
      • 3.2.1 Tính toán giá trị của hệ số k z   e (0)
      • 3.2.2 Xác định hệ số khí động c theo phụ lục F.4 (46)
      • 3.2.3 Hệ số giật G f của lần lượt tháp 1 và tháp 2: (đối với công trình bê tông cốt thép theo công thức đơn giản) (0)
      • 3.2.4 Giá trị tiêu chuẩn của tải trọng gió tầng 2 và 3 (khối đế công trình) (0)
      • 3.2.5 Diện tích đón gió của khối đế (Tầng 2, tầng 3) (0)
      • 3.2.6 Giá trị áp lực gió tiêu chuẩn tầng 2 và 3 (khối đế) (47)
      • 3.2.7 Giá trị áp lực gió tính toán tầng 2 và 3 (khối đế) (47)
    • 3.3 Gía trị áp lực gió tính toán của 2 tháp (49)
  • CHƯƠNG 4: THIẾT KẾ CẦU THANG BỘ TẦNG 1-2 (51)
    • 4.1 Xác định các kích thước của cầu thang (0)
      • 4.2.1 Tải trọng tác dụng lên bản chiếu nghỉ (53)
      • 4.2.2 Tải trọng tác dụng lên bản thang nghiêng (54)
    • 4.3. Sơ đồ tính (56)
    • 4.4 Nội lực (56)
    • 4.5. Tính cốt thép cho cầu thang (60)
    • 4.6. Nội lực dầm chiếu nghỉ (61)
    • 4.7. Tính thép dọc cho nhịp dầm chiếu nghỉ (62)
    • 4.8. Tính thép đai dầm chiếu nghỉ (63)
  • CHƯƠNG 5: THIẾT KẾ BỂ NƯỚC MÁI (65)
    • 5.1 Tính dung tích của bể nước mái (0)
    • 5.2 Tính kích thước và tiết diện của bể nước mái (0)
      • 5.2.1 Thiết kế kích thước dầm đáy và dầm nắp (67)
      • 5.2.2 Tính chiều dày bản nắp và bản đáy (68)
      • 5.2.3 Chọn sơ bộ chiều dày bản thành (69)
    • 5.3 Xác định tải trọng bể nước mái (69)
      • 5.3.1 Xác định tải trọng thẳng đứng tác dụng lên bể nước mái (69)
      • 5.3.2 Xác định tải trọng ngang tác dụng lên thành bể nước (72)
    • 5.4 Xác định nội lực của khung bể nước mái (0)
    • 5.5 Tính toán cốt thép của bể nước mái (0)
      • 5.5.1 Tính toán cốt thép bản đáy, bản nắp, bản thành (77)
    • 5.6 Tính toán kiểm tra sự hình thành và mở rộng vết của nứt bể nước mái (90)
  • CHƯƠNG 6: THIẾT KẾ KHUNG TRỤC Y3 (91)
    • 6.1 Mô hình khung trục Y3 (91)
    • 6.2 Tính toán và bố trí cốt thép của cột khung trục Y3 (0)
      • 6.2.1 Tính toán cốt thép dọc cho cột khung trục Y3 (101)
      • 6.2.2 Tính toán và bố trí thép đai cho cột khung trục Y3 (112)
    • 6.3 Tính toán và bố trí cốt thép của dầm khung trục Y3 (0)
      • 6.3.1 Tính thép dọc cho dầm khung trục Y3 (114)
      • 6.3.2 Tính thép đai cho dầm khung trục Y3 (115)
      • 6.3.3 Tính toán giật đứt ở những vị trí dầm phụ giao với dầm chính (116)
    • 6.4 Tính toán và bố trí cốt thép cho vách cứng khung trục Y3 (118)
      • 6.4.1 Tính toán và bố trí cốt thép dọc cho vách cứng ở trục X2 khung trục Y3 (phần bên tháp cao) (118)
      • 6.4.2 Tính toán và bố trí cốt thép dọc cho tất cả các vách cứng khác của khung trục Y3 (phần bên tháp cao) (120)
      • 6.4.3 Tính toán và bố trí cốt thép đai cho các vách cứng khung trục Y3 (phần bên tháp cao) (121)
  • CHƯƠNG 7: ĐỊA CHẤT CÔNG TRÌNH (125)
    • 7.1 Điều kiện địa chất công trình (125)
      • 7.4.1 Chỉ tiêu của các lớp đất như sau (0)
      • 7.4.2 Thống kê số liệu địa chất (128)
  • CHƯƠNG 8: THIẾT KẾ PHƯƠNG ÁN MÓNG CỌC ÉP KHUNG TRỤC Y3 (133)
    • 8.1 Các loại tải trọng dùng để tính toán (133)
      • 8.1.1 Tải trọng tính toán (134)
    • 8.2 Thiết kế móng M2 (136)
      • 8.2.1 Chọn sơ bộ chiều cao đài cọc và chiều dài cọc cho móng M2 (136)
      • 8.2.2 Tính sức chịu tải cọc theo vật liệu (137)
      • 8.2.3 Tính sức chịu tải theo đất nền (137)
      • 8.2.4 Chọn số lượng cọc cho đài cọc móng M2 (141)
      • 8.2.5 Bố trí cọc trong đài móng M2 (141)
      • 8.2.6 Kiểm tra tải trọng tác dụng lên đầu cọc móng M2 (142)
      • 8.2.7 Kiểm tra hiệu ứng nhóm cọc trong đài cọc móng M2 (144)
      • 8.2.8 Xác định kích thước khối móng quy ước của móng M2 (145)
      • 8.2.9 Xác định tải trọng tác dụng lên đáy khối móng quy ước và kiểm tra ổn định đất nền dưới đáy khối móng quy ước của móng M2 (146)
      • 8.2.10 Kiểm tra độ lún móng M2 (148)
      • 8.2.11 Tính toán cốt thép đài móng M2 (152)
      • 8.2.12 Kiểm tra đâm thủng đài cọc móng M2 (0)
      • 8.2.13 Kiểm tra tiết diện nghiêng của đài cọc móng M2 (0)
    • 8.3 Thiết kế móng M4 (155)
  • CHƯƠNG 9: THIẾT KẾ PHƯƠNG ÁN MÓNG CỌC KHOAN NHỒI (156)
    • 9.1 Các loại tải trọng dùng để tính toán (156)
    • 9.2 Thiết kế móng M2 (157)
      • 9.2.1 Chọn sơ bộ chiều cao đài cọc, chiều dài cọc và chiều sâu chôn móng cho móng M2 (157)
      • 9.2.2 Tính sức chịu tải cọc theo vật liệu (159)
      • 9.2.5 Bố trí cọc trong đài móng M2 (164)
      • 9.2.6 Kiểm tra tải trọng tác dụng lên đầu cọc móng M2 (165)
      • 9.2.7 Kiểm tra hiệu ứng nhóm cọc trong đài cọc móng M2 (167)
      • 9.2.8 Xác định kích thước khối móng quy ước của móng M2 (168)
      • 9.2.9 Xác định tải trọng tác dụng lên đáy khối móng quy ước và kiểm tra ổn định đất nền dưới đáy khối móng quy ước của móng M2 (169)
      • 9.2.10 Kiểm tra độ lún móng M2 (171)
      • 9.2.11 Tính toán cốt thép đài móng M2 (175)
      • 9.2.12 Kiểm tra đâm thủng đài cọc móng M2 (0)
      • 9.2.13 Kiểm tra tiết diện nghiêng của đài cọc móng M2 (0)
    • 9.3 Thiết kế móng M4 (178)
  • CHƯƠNG 10 THI CÔNG CỌC KHOAN NHỒI (179)
    • 10.1. Các yêu cầu kỹ thuật của cọc khoan nhồi và các thiết bị thi công cọc (0)
      • 10.1.1. Các yêu cầu kỹ thuật của cọc (179)
      • 10.1.2. Các yêu cầu kỹ thuật của thiết bị thi công cọc (0)
    • 10.2. THI CÔNG CỌC THỬ (184)
    • 10.3 Quy trình thi công cọc khoan nhồi (185)
      • 10.3.1 Sơ đồ thi công cọc khoan nhồi (185)
      • 10.3.2 Kỹ thuật thi công cọc khoan nhồi (186)
    • 10.5 Các sự cố xảy ra khi thi công cọc khoan nhồi và biện pháp xử lý (0)
      • 10.5.1. Sụt lở thành hố khoan (0)
      • 10.5.2. Các thiết bị thi công rơi vào hố khoan (0)
      • 10.5.4. Nước vào trong ống dẫn (0)
      • 10.5.5. Nghiêng lệch hố khoan khi khoan (0)
      • 10.5.6. Không rút được đầu mũi khoan lên (0)
  • CHƯƠNG 11: CHUYÊN ĐỀ THIẾT KẾ DẦM CHUYỂN KHUNG TRỤC Y3 (0)
    • 11.1 Tính toán và bố trí cốt thép cho dầm chuyển khung trục Y3 bằng phương pháp mô hình giàn ảo theo quy phạm ACI 318-19 (0)
      • 11.1.1 Xác định vị trí vùng nút, kích thước và lực trong thanh chống và giằng (0)
      • 11.1.2 Tính toán cốt thép cho từng thanh giằng (0)
      • 11.1.3 Thiết kế cốt đai cho dầm chuyển (0)
    • 11.2 Thiết kế dầm chuyển dựa trên tiêu chuẩn ACI 318-02 (0)
      • 11.2.1 Tính toán cốt thép chịu moment uốn (0)
      • 11.2.2 Tính toán thép chịu lực cắt trong dầm (0)
      • 11.2.3 Kiểm tra khả năng chịu xoắn của dầm chuyển (0)
    • 11.3 Dùng phương pháp phân bố ứng suất đàn hồi để kiểm tra ứng suất của các phần tử nguy hiểm trong dầm chuyển khung trục Y3 (0)
    • 11.4 Phân tích nội lực và chuyển vị theo giai đoạn thi công (0)
    • 11.5 Kết luận và kiến nghị (0)
  • TÀI LIỆU THAM KHẢO (0)

Nội dung

GIẢI PHÁP KẾT CẤU

Giới thiệu chung và giới thiệu công trình

Trong giai đoạn hiện nay, sự tăng nhanh về dân số và nhu cầu cao về du lịch của người dân trong nước và cả khách du lịch nước ngoài, nền du lịch đang trên đà phát triển cho nên khi chúng ta đặt chân đến bất kỳ địa danh du lịch nào trên đất nước

Việt Nam hay trên thế giới đều dễ nhìn thấy những công trình thiết kế kiến trúc nhà nghỉ, khách sạn hay khu resort Cùng với đó cũng là sự phát triển mạnh mẽ của các ngành khoa học kỹ thuật như kỹ thuật điện, kỹ thuật cơ khí, kỹ thuật xây dựng đã có vai trò quyết định trong việc phát triển xây dựng các khách sạn cao tầng để đáp ứng nhu cầu đó.

Nhiều nghiên cứu trên thế giới chỉ ra rằng các công trình càng cao thì chịu tải trọng ngang càng lớn cùng với đó là độ mảnh của công trình sẽ càng cao nhưng nó lại đem lại hiệu quả kinh tế cao hơn Vì vậy, thách thức với các kỹ sư kết cấu hiện nay là phát triển và thiết kế các công trình cao tầng sẽ ngày càng cao hơn nhưng phải đảm bảo đáp ứng được khả năng chịu lực, độ ổn định và nhu cầu sử dụng bình thường.

Chính vì điều đó, dưới sự hướng dẫn tận tình của GV,TS Trần Minh Tùng, em được nhận đề tài “Thiết kế kết cấu khách sạn Intercontinental Hồ Tràm”.

GVHD: TS TRẦN MINH TÙNG 1 SVTH:

Hình 1 1: Mặt bằng kiến trúc của công trình khách sạn Intercontinental Hồ Tràm.

Công trình với quy mô 15 tầng, cao 59.05m, công trình tọa lạc tại huyện Xuyên

Mộc, tỉnh Bà Rịa – Vũng Tàu Với vị trí tiếp giáp với trục đường lớn có khu sinh thái, điểm nhìn đẹp và thuận lợi về giao thông, công trình sau khi hoàn thành sẽ là một công trình đóng vai trò quan trọng cho góp phần làm tăng vẻ đẹp hiện đại của địa điểm du lịch nổi tiếng này.

Vật liệu được sử dụng là kết cấu bê tông cốt thép, sử dụng hệ kết cấu khung vách lõi cứng có thể chia nhỏ phục vụ cho các phòng có công năng khác nhau bằng các vách ngăn nhẹ nhàng.

Số tầng công trình: 15 tầng.

Cấp công trình: 2 (Dựa vào bảng 2 ở phụ lục 2 - TT 03/2016-BXD Phân cấp công trình xây dựng theo quy mô kết cấu).

GVHD: TS TRẦN MINH TÙNG 2 SVTH:

Công trình bao gồm từ tầng 1 đến 4 là khối podium từ tầng 5 trở lên chia thành 2 tòa tháp dùng để chia phòng khách sạn (1 tòa tháp gồm 15 tầng và mái, tòa tháp còn lại gồm 10 tầng và mái).

Tổng diện tích xây dựng = 48.2 x 81.15 = 3911 (m2).

Công trình cấp 2 có được mối tương quan giữa cấp công trình theo độ bền vững

(Tuổi thọ công trình) và bậc chịu lửa, dựa trên QCVN 03:2012/BXD.

Cấp công trình Độ bền vững Bậc chịu lửa Giới hạn chịu lửa

Bảng1 1: mối tương quan giữa cấp công trình theo độ bền vững và bậc chịu lửa.

Bảng 1.1 được tham khảo từ QCVN 03:2012/BXD Trong bảng này qui định công trình cấp 2 sẽ có độ bền vững bậc 2 (nghĩa là niên hạn sử dụng của công trình từ 50 năm đến 100 năm, giới hạn chịu lửa R120 với R là khả năng chịu lực của cấu kiện đi kèm với số sau nó tương ứng với thời gian chịu lửa tính bằng phút (120 phút).

1.1.2 Điều kiện địa chất: Điều kiện địa chất công trình khá tốt Các lớp đất sét chủ yếu là dẻo cứng, đất cát chặt Thuận lợi cho xây dựng công trình.

Dựa vào mục Lời giới thiệu trang số 9 TCVN 9386:2012 Thiết kế công trình chịu động đất, theo giá trị gia tốc nền thiết kế a g  T a gR chia thành 3 trường hợp động đất:

, phải tính toán động đất và cấu tạo kháng chấn.

, chỉ cần áp dụng giải pháp kháng chấn đã được giảm nhẹ.

, không cần thiết kế kháng chấn.

Với:  T =1 (Công trình cấp 2) là mức độ, hệ số tầm quan trọng của côg trình tra theo phụ lục E TCVN 9386:2012.

GVHD: TS TRẦN MINH TÙNG 3 SVTH: a gR

= 0.0214 là gia tốc nền tra bảng ở phụ lục H TCVN 9386:2012 (Địa danh Xuyên Mộc – Bà Rịa Vũng Tàu).

Gia tốc nền thiết kế a g  T a gR  1 0.0214 0.0214 g0.04g

=>Vậy công trình ở vị trí này không cần tính toán động đất.

Phân tích giải pháp kết cấu

1.2.1 Hệ khung-lõi ở tầng 1-4 kết hợp với hệ vách từ tầng 5 trở lên (Kết cấu chuyển đặt ở tầng 4)

Hệ khung lõi được tạo ra bằng việc kết hợp hệ thống khung và hệ thống lõi cứng.

Hệ thống lõi cứng được tạo ra tại khu vực cầu thang bộ, cầu thang máy, đều là các khu vực có tường liên tục lên nhiều tầng Hệ thống khung được bố trí tại các khu vực còn lại của công trình Hệ thống khung lõi được liên kết với nhau qua hệ kết cấu sàn Trong trường hợp này lõi cứng đóng vai trò chủ yếu chịu tải trọng ngang, hệ khung chủ yếu được thiết kế để chịu tải trọng thẳng đứng Ưu điểm của phương pháp này là tạo điều kiện để tối ưu hóa các cấu kiện, giảm bớt kích thước cột, dầm, đáp ứng được yêu cầu của kiến trúc Hệ kết cấu khung lõi là kết cấu tối ưu cho nhiều loai công trình chịu tải ngang lớn.

Hệ vách cứng (tầng 5 trở lên)

Hệ kết cấu vách cứng có thể được bố trí thành hệ thống theo một phương, hai phương hoặc liên kết lại thành hệ không gian gọi là lõi cứng Ưu điểm của loại kết cấu này là có khả năng chịu lực ngang tốt nên thường được dùng cho các công trình có chiều cao trên 20 tầng

Nhược điểm là hệ thống vách cứng trong công trình cản trở việc tạo ra không gian rộng.

Công trình này kết 2 giải pháp kết cấu nhằm tối ưu diện tích công trình: Ưu điểm: hệ khung các tầng dưới tạo không gian lớn phù hợp để kinh doanh, đậu xe Các tầng trên dùng hệ vách phù hợp để chia không gian nhỏ cho các căn hộ nhỏ.

Nhược điểm: Chỉ phù hợp với các công trình không quá nhiề tầng Vì nếu công trình quá cao tầng thì hệ chuyển bên dưới sẽ phải đỡ quá nhiều tầng vách cứng bên trên chồng lên nhau gây ra tải trọng rất lớn đặt lên hệ kết cấu chuyển bên dưới.

GVHD: TS TRẦN MINH TÙNG 4 SVTH:

Trong công trình, hệ sàn có ảnh hưởng lớn tới sự làm việc của kết cấu cũng như ảnh hưởng đến không gian sử dụng Việc lựa chọn phương án sàn hợp lý là điều rất quan trọng Do đó, phải có sự phân tích để chọn ra phương án phù hợp với kết cấu công trình Dựa trên cơ sở đặc điểm kiến trúc, kết cấu của công trình và phân tích sơ bộ ở trên, ta lựa chọn phương án sàn như sau:

Cấu tạo bao gồm hệ dầm và bản sàn.

- Ưu điểm: Tính toán đơn giản, được sử dụng phổ biến ở trong nước, dễ thi công hơn các phương án sàn khác, dễ dàng kiểm soát chất lượng sàn.

- Tuy nhiên vẫn có 1 vài nhược điểm: Chiều cao dầm và độ võng của bản sàn lớn khi vượt khẩu độ lớn, gây ra chiều cao tầng của công trình lớn nên dẫn đến sự bất lợi cho kết cấu công trình khi chịu tải trọng ngang Có thể khắc phục bằng cách bố trí thêm dầm phụ vào mỗi ô sàn để giảm kích thước ô bản sàn.

CHỌN VẬT LIỆU SỬ DỤNG

Cấp độ bền của bê tông B30 ( phụ lục 2 TCVN 5574:2018 Kết cấu bê tông cốt thép) có các đại lượng cường độ chịu nén tính toán và cường độ chịu kéo tính toán như sau:

- Cường độ chịu nén tính toán của bê tông: Rb = 17 Mpa.

- Cường độ chịu kéo tính toán của bê tông: Rbt = 1.15 MPa.

+ Thép d  10 chọn thép CB300V: Rs =Rsc = 260 MPa; Rsw = 210 Mpa;   s 1.

+ Thép d  10 chọn thép CB500V: Rs =Rsc = 435 MPa; Rsw = 300 Mpa;   s 1.

Chọn kích thước tiết diện cột-dầm nhỏ nhất theo yêu cầu chịu lửa (mm):

Cấu kiện Đặc điểm Giới hạn chịu lửa

GVHD: TS TRẦN MINH TÙNG 5 SVTH:

Cột BTCT Kích thước min của tiết diện 300 (mm)

Dầm BTCT Chiều dày min của lớp BT bảo vệ 45 (mm)

Chiều rộng min của tiết diện 180 (mm)

Sàn BTCT Chiều dày min của lớp BT bảo vệ 20 (mm)

Chiều dày min sàn 125 (mm)

Bảng1 2: Kích thước tiết diện tối thiểu của dầm, cột, sàn theo yêu cầu chịu lửa của công trình.

Bảng 1.2 được tham khảo ở QCVN 06:2010/BXD Có ý nghĩa là công trình cấp 2 yêu cầu giới hạn chịu lửa là R120 tương ứng với các kích thước tiết diện tối thiểu của 3 loại cấu kiện là dầm, cột, sàn để đảm bảo giới hạn chịu lửa.

THIẾT KẾ BỀ DÀY SÀN

Gọi kích thước cạnh ngắn của ô sàn là l 1 (m), kích thước cạnh dài của ô sàn là l 2 (m).

Em lựa chọn ô sàn có kích thước cạnh ngắn lớn nhất là ô sàn (S16) để tính toán và thiết kế chiều dày bản sàn cho tất cả các ô sàn ở tầng trệt:

Kích thước cạnh ngắn và cạnh dài của ô sàn S16: l 1 = 6.15 (m), l 2 =6.48 (m).

6.48 1.05 2 6.15 l l     Ô sàn S16 làm việc theo 2 phương. s h = l D m    

+h là chiều dày của ô sàn đang xét s

+ D= (0.8  1.4) : hệ số phụ thuộc tải trọng Chọn D=0.9.

+ m= (35  40) : đối với bản sàn 2 phương Chọn m7

Vậy thiết kết chiều dày sàn 150 (mm) cho tất cả ô sàn của tầng trệt, thỏa yêu cầu giới hạn chịu lửa >125(mm) Sàn nhà vệ sinh vẫn thiết kế chiều dày sàn là

150 (mm) nhưng khi thi công hạ cao độ sàn vị trí nhà vệ sinh như bản vẽ kết cấu.

GVHD: TS TRẦN MINH TÙNG 6 SVTH:

CHỌN SƠ BỘ KÍCH THƯỚC VÁCH CỨNG

Chọn kích thước vách theo TCXDVN 375 : 2006:

Trong mục 5.4 – thiết kế cho trường hợp cấp dẻo kết cấu trung bình đối với tường có tính dẻo kết cấu (mục 5.4.1.2.3, trang 84), quy định bề dày của tường – vách cứng:

  w0 s b max 0.15;h / 20 Trong đó: hs – là chiều cao thông thủy của nhà, lấy hs=4.8 m là chiều cao lớn nhất của tầng 1 Suy ra bề dày tường:

Chọn kích thước vách theo giáo trình : “Kết cấu bê tông cốt thép – phần kết cấu nhà cửa ’’ của Ngô Thế Phong – chủ biên

Theo cấu tạo vách cứng cho kết cấu nhà cao tầng, quy định bề dày của vách như sau :

Hình 1 2: Qui định về chiều dày của vách cứng dựa trên chiều cao thông thủy của nhà.

Hình 1.2 được tham khảo trong sách “Kết cấu bê tông cốt thép – phần kết cấu nhà cửa’’ của Ngô Thế Phong – chủ biên Trong đó t là dày của vách cứng, ht là chiều cao thông thủy của nhà

Suy ra bề dày tường : bw0= t h t 4.8

GVHD: TS TRẦN MINH TÙNG 7 SVTH:

Công trình sử dụng vách cứng ở nhiều vị trí kiến trúc khác nhau Để thuận tiện thi công và tăng tối đa tính hiệu quả kinh tế cho công trình, ta chọn kích thước sơ bộ như sau:

- Chọn chiều dày vách cứng: bw0= 0.3 m.

- Chiều dài của vách cứng lấy theo hồ sơ kiến trúc.

CHỌN SƠ BỘ KÍCH THƯỚC DẦM

Chọn chiều cao của dầm theo công thức: d d h = L m Trong đó:

- md =8–12: đối với dầm chính và md -20: đối với dầm phụ.

- Ld : chiều dài nhịp của dầm đang xét.

- h: là chiều cao của dầm đang xét.

Chọn bề rộng dầm theo công thức:

. + Lấy kích thước của dầm chính có nhịp lớn nhất Ld.4 m:

Bề rộng dầm : b= (0.30.5)x0.9= (0.27 0.45) m ; Chọn trước b = 0.3 m.

Nhưng để đảm bảo chiều cao thông thủy giữa các tầng và không gian sinh hoạt tối ưu nhất Em lựa chọn giải pháp dầm bản cho kết cấu dầm chính chịu lực. Dầm bản được quy đổi như sau:

I1 là mô men quán tính của dầm thường trước khi quy đổi.

I2 là mô men quán tính của dầm bản quy đổi.

Chọn trước chiều cao dầm bản: h 2 = 700mm.

GVHD: TS TRẦN MINH TÙNG 8 SVTH:

+ Dầm phụ điển hình có nhịp lớn nhất Ld = 8.9 m.

Chọn chiều cao cho dầm phụ h d = 0.7 m.

Bề rộng dầm phụ: b=(0.30.5)x0.7 = (0.21  0.35)m Chọn b = 0.35 m.

1.7 CHỌN SƠ BỘ KÍCH THƯỚC CỘT

Ta có công thức xác định sơ bộ tiết diện cột : b

Ac là diện tích tiết diện cột γb 1 là hệ số điều kiện làm việc của bê tông.

N là Lực nén được tính toán gần đúng theo công thức s s

N = m q.F Với: fs – diện tích mặt sàn truyền tải trọng lên cột đang xét ms – số sàn phía trên tiết diện đang xét q – tải trọng tương đương tính trên mỗi mét vuông mặt sàn trong đó gồm tải trọng thường xuyên và tải trọng tạm thời trên bản sàn, trọng lượng dầm, cột đem tính ra phân bố đều trên sàn Để đơn giản cho tính toán và theo kinh nghiệm giá trị q được lấy q(kN/m 2 ) với tương ứng với mặt sàn dày 150mm.

Rb – Cường độ chịu nén của vật liệu làm cột Bêtông cột có cấp bền B30, có

R b  MPa  kN cm k là Hệ số xét đến ảnh hưởng khác như moment uốn, hàm lượng cốt thép, độ mảnh của cột Xét sự ảnh hưởng này theo phân tích và kinh nghiệm của người thiết kế, khi ảnh hưởng của moment là lớn, độ mảnh cột lớn thì lấy k lớn, vào khoảng 1.3

 1.5 Khi ảnh hưởng của moment là bé thì lấy k t = 1.1  1.4

GVHD: TS TRẦN MINH TÙNG 9 SVTH:

Diện truyền tải lớn nhất là F a    5.15 3.25 2  2    4.18   m 2

Cột C1 là cột ở 4 góc, diện truyền tải giảm đi chỉ còn 1/4 lần so với diện truyền tải lớn nhất, cột C1 chỉ xuất hiện từ tầng 1 đến tầng 4 Để chọn tiết diện phù hợp với công trình, ta lấy F a 25   m 2

. Chọn sơ bộ tiết diện 4 cột góc C1 : 0.3x0.7m.

Kiểm tra điều kiện cột về độ mảnh

Kích thước cột phải đảm bảo điều kiện ổn định Độ mảnh được hạn chế như sau:

, đối với cột nhà  gh 100. Với i là bán kính quán tính của tiết diện vớ i=0.288b. l0 : Chiều dài tính toán của cấu kiện, đối với cột đầu ngàm đầu khớp: l0 = 0,7x

Vậy tiết diện cột đã chọn đảm bảo điều kiện ổn định.

Cột giữa điển hình là cột giữa ở trục X5 :

GVHD: TS TRẦN MINH TÙNG 10 SVTH:

. Chọn sơ bộ tiết diện tất cả các cột giữa : 0.7x0.7m.

Kiểm tra điều kiện cột về độ mảnh

Kích thước cột phải đảm bảo điều kiện ổn định Độ mảnh được hạn chế như sau:

, đối với cột nhà  gh 100. Với i là bán kính quán tính của tiết diện vớ i=0.288b. l0 : Chiều dài tính toán của cấu kiện, đối với cột đầu ngàm đầu khớp: l0 = 0.7x

Vậy tiết diện cột đã chọn đảm bảo điều kiện ổn định.

Cột biên điển hình là cột biên ở trục X5 :

. Chọn sơ bộ tiết diện tất cả các cột biên : 0.7x0.7m.

Kiểm tra điều kiện cột về độ mảnh

Kích thước cột phải đảm bảo điều kiện ổn định Độ mảnh được hạn chế như sau:

, đối với cột nhà  gh 100. Với i là bán kính quán tính của tiết diện vớ i=0.288b. l0 : Chiều dài tính toán của cấu kiện, đối với cột đầu ngàm đầu khớp: l0 0.7xL

GVHD: TS TRẦN MINH TÙNG 11 SVTH:

Vậy tiết diện cột đã chọn đảm bảo điều kiện ổn định.

GVHD: TS TRẦN MINH TÙNG 12 SVTH:

CHỌN SƠ BỘ KÍCH THƯỚC CỘT

Vị trí sàn có bề dày 150mm (Tầng trệt).

STT Vật liệu cấu tạo

Bảng 2 1: Tải trọng bản thân của sàn BTCT và các lớp cấu tạo.

Bảng 2.1 tính tải trọng bản thân sàn và các lớp cấu tạo theo công thức: tt g  h  t

+ Trong đó: g tt là tĩnh tải tính toán của sàn (kN/m2). g tc tĩnh tải tiêu chuẩn của sàn (kN/m2). h là bề dày từng lớp cấu tạo sàn (m).

 là khối lượng riêng của từng loại vật liệu cấu tạo nên sàn (kN/m3).

2.1.2 Tải tường tác dụng lên sàn tầng trệt:

Tính chi tiết cho ô sàn S1 (3.75x7.8):

GVHD: TS TRẦN MINH TÙNG 13 SVTH:

THIẾT KẾ SÀN TẦNG 1

Tĩnh tải

Vị trí sàn có bề dày 150mm (Tầng trệt).

STT Vật liệu cấu tạo

Bảng 2 1: Tải trọng bản thân của sàn BTCT và các lớp cấu tạo.

Bảng 2.1 tính tải trọng bản thân sàn và các lớp cấu tạo theo công thức: tt g  h  t

+ Trong đó: g tt là tĩnh tải tính toán của sàn (kN/m2). g tc tĩnh tải tiêu chuẩn của sàn (kN/m2). h là bề dày từng lớp cấu tạo sàn (m).

 là khối lượng riêng của từng loại vật liệu cấu tạo nên sàn (kN/m3).

2.1.2 Tải tường tác dụng lên sàn tầng trệt:

Tính chi tiết cho ô sàn S1 (3.75x7.8):

GVHD: TS TRẦN MINH TÙNG 13 SVTH:

+g tuong tt là tải trọng tính toán của tường đặt trên sàn (kN/m2).

+ t (kN/m3) là trọng lượng riêng của tường gạch

+H=5.5-0.7=4.8(m) là chiều cao tường bằng chiều cao của tầng trừ chiều cao dầm.

+L là tổng chiều dài trường trên ô sàn đang xét.

+n là hệ số độ tin cậy của vật liệu (gạch) bằng 1.2 (Tra bảng 1 TCVN 2737:2023).

+S là diện tích ô sàn đang xét đến.

+c là hệ số ô cửa trên tường lấy bằng 0.8.

Kích thước ô sàn Diện tích

Tổng chiều dài tường trên sàn (m) n

Hệ số cửa gtt- tường

Bảng 2 2: Tải trọng tính toán của tường đặt lên từng ô sàn của tầng 1.

Hoạt tải sàn

Hoạt tải tiêu chuẩn Ptc phân bố đều trên sàn (Tra bảng 4 TCVN 2737: 2023). Ô sàn Chức năng P-tc (kN/m2)  t P-tt

GVHD: TS TRẦN MINH TÙNG 14 SVTH:

S2, S17 Phòng tiếp khách, quầy bán đồ lưu niệm 4 1.3 5.2

Bảng 2 3: Bảng tính hoạt tải tính toán của từng ô sàn ở tầng 1 dựa theo công năng.

Bảng 2.3 cho thấy giá trị hoạt tải tiêu chuẩn và tính toán của từng ô sàn dựa trên công năng được tham khảo ở Bảng 4 TCVN 2737:2023.

Trong đó: P-tc là giá trị hoạt tải tiêu chuẩn của sàn (kN/m2)

P-tt là giá trị hoạt tải tính toán của sàn (kN/m2) (P-tt = P-tc  t ).

 t là hệ số độ tin cậy của tải trọng (Tham khảo mục 8.3.5 TCVN 2737:2023).

Tổng tải trọng tính toán tác dụng lên từng ô sàn

Tổng tải trọng tác dụng lên từng ô sàn được thể hiện ở Phụ lục 1 mục 1.1

Tính toán thép sàn

2.4.1 Tính chi tiết ô sàn S18 và S24:

+Tính chi tiết 1 ô sàn 2 phương điển hình và 1 ô sàn 1 phương điển hình, các ô sàn còn lại lập bảng excel

+Tất cả ô sàn của công trình đều là ô bản kê 4 cạnh

+Khi bản sàn tựa trên dầm bê tông cốt thép đổ toàn khối mà

/ 700 /150 4.67 3 d s h h     Liên kết được xem là liên kết ngàm

+Vậy các ô sàn 2 phương thuộc loại sơ đồ 9 (Phụ lục 5 sách Thiết kế kết cấu BTCT theo TCVN 5574:2018 PGS.TS Bùi Quốc Bảo)

+Chọn chiều dày lớp bê tông bảo vệ c (mm), thỏa yêu cầu về giới hạn chịu lửa của sàn theo QCVN 06:2010/BXD

GVHD: TS TRẦN MINH TÙNG 15 SVTH:

Hình 2 1: Sơ đồ tính của ô sàn S18.

Tính toán h 0 Giả sử d 1 d 2 8(mm).

Tính toán mô ment theo 2 phương:

GVHD: TS TRẦN MINH TÙNG 16 SVTH:

Mô men dương lớn nhất ở giữa nhịp lần lượt theo phương cạnh ngắn và cạnh dài:

Mô men âm lớn nhất ở gối lần lượt theo phương cạnh ngắn và cạnh dài:

+q tt Q tt 1 (m kN m/ ) là tải trọng tính toán trên đơn vị diện tích sàn.

+L L 1 , 2 là chiều dài ô bản sàn theo phương cạnh ngắn và cạnh dài  L 1L 2 .

. Chọn d10a100 (As=7.85 cm2). max min

=>Thỏa điều kiện hàm lượng cốt thép sàn.

GVHD: TS TRẦN MINH TÙNG 17 SVTH:

. Chọn d10a200 (As=3.9 cm2). max min

=>Thỏa điều kiện hàm lượng cốt thép sàn.

. Chọn d8a150 (As=3.35 cm2). max min

=>Thỏa điều kiện hàm lượng cốt thép sàn.

GVHD: TS TRẦN MINH TÙNG 18 SVTH:

Chọn d8a200 (As=2.5 cm2). max min

=>Thỏa điều kiện hàm lượng cốt thép sàn.

Bản sàn 1 phương làm việc theo phương cạnh ngắn.

+Sơ đồ tính ô bản sàn S24 là cắt 1 dãy bản sàn theo phương cạnh ngắn là phương làm việc chính có bề rộng là 1 mét, 2 đầu là 2 liên kết ngàm vào dầm.

Hình 2 2: Sơ đồ tính của ô sàn S24.

GVHD: TS TRẦN MINH TÙNG 19 SVTH: max min

=>Thỏa điều kiện hàm lượng cốt thép sàn.

Bố trí theo cấu tạo chọn d6a200. max min

=>Thỏa điều kiện hàm lượng cốt thép sàn.

. Chọn d8a200 (As=2.5 cm2). max min

=>Thỏa điều kiện hàm lượng cốt thép sàn.

Bố trí theo cấu tạo chọn d6a200. max min

=>Thỏa điều kiện hàm lượng cốt thép sàn.

2.4.2 Tính toán và chọn thép cho tất cả các ô sàn 2 phương của tầng 1:

Moment và hàm lượng cốt thép của từng ô sàn 2 phương tầng 1 được thể hiện ở phụ lục 1 mục 1.2.

GVHD: TS TRẦN MINH TÙNG 20 SVTH:

2.4.3 Tính toán và chọn thép cho tất cả các ô sàn 1 phương của tầng 1:

Moment và hàm lượng cốt thép của từng ô sàn 1 phương tầng 1 được thể hiện ở phụ lục 1 mục 1.3.

GVHD: TS TRẦN MINH TÙNG 21 SVTH:

TẢI TRỌNG GIÓ

Xác định giá trị áp lực gió cơ sở, bề rộng và chiều cao đón gió của công trình

Công trình xây dựng ở Xuyên Mộc, Vũng Tàu thuộc địa hình B, vùng gió

II.A => W 0 95 12 83(  daN m/ 2 ) (Đối với vùng ảnh hưởng của bão được đánh giá là yếu (A) giá trị của áp lực gió Wo được giảm đi 12 daN/m2 đối với vùng II.A.

Hình 5.2 thể hiện mặt bằng bề rộng đón gió của 2 tháp công trình Bên trái là bề rộng đón gió theo 2 phương X,Y của tháp 15 tầng, bên phải là bề rộng đón gió theo 2 phương X,Y của tháp 10 tầng Theo TCVN 2737:2023 bề rộng đón gió b không kể đế khối đế của công trình

1 61( ) h  m (Tháp 15 tầng+mái) h 2 41.9( )m (Tháp 10 tầng+mái).

Tính chi tiết giá trị tải trọng gió tiêu chuẩn tác dụng lên tầng 2 và 3 của khối đế công trình

2 và 3 của khối đế công trình

3.2.1 Tính toán giá trị của hệ số k z   e cho tầng 2 và 3

GVHD: TS TRẦN MINH TÙNG 22 SVTH:

Hình 5 1: Bề rộng đón gió theo phương X và Y của 2 tháp.

  là hệ số kể đến sự thay đổi áp lực gió theo độ cao và dạng địa hình tại độ cao tương đương z e

+ z e xác định theo mục 10.2.4 TCVN 2737:2023, z e lấy không nhỏ hơn z min tra theo bảng 8 TCVN 2737:2023.

+ z g là độ cao gradient được xác định phụ thuộc vào dạng địa hình (lấy theo bảng

+ là hệ số dùng trong hàm lũy thừa với vận tốc gió 3s (lấy trung bình trong khoảng thời gian 3s), được xác định phụ thuộc vào dạng địa hình ,lấy theo bảng 8.

Gió theo phương X: Trường hợp 2b 2 > ha > bC.6m.

Gió theo phương Y: Trường hợp ha > 2b=2x21Bm.

Xác định giá trị z z g , min ,a

. Công trình ở khu vực thuộc dạng địa hình B nên: min

Giá trị của hệ số k z   e của tầng 2 và 3 khối đế công trình:

GVHD: TS TRẦN MINH TÙNG 23 SVTH:

3.2.2 Xác định hệ số khí động c theo phụ lục F.4:

Vì gió hút ở 2 mặt bên công trình (Vùng gió hút A,B,C) là bằng nhau ở 2 mặt bên nên sẽ triệt tiêu nhau Chỉ xét đến vùng đón gió D và vùng gió hút E

Phương X Phương Y h/d = 61.82/43.6= 1.42 h/d = 61.82/21= 2.94 Nội suy c Bề rộng (m) Nội suy c Bề rộng (m)

Bảng 3 1: Bảng xác định hệ số c của vùng đón gió và hút gió theo 2 phương X,Y.

Vậy tổng giá trị hệ số khí động c là:

1.321 c x  (Đối với gió thổi theo phương X)

1.397 c y  (Đối với gió thổi theo phương Y)

3.2.3 Hệ số giật G f của lần lượt tháp 1 và tháp 2: (đối với công trình bê tông cốt thép theo công thức đơn giản)

3.2.4 Giá trị tiêu chuẩn của tải trọng gió tầng 2 và 3 (khối đế công trình):

+ Wk là giá trị của tải trọng gió tại độ cao tương đương Ze.

GVHD: TS TRẦN MINH TÙNG 24 SVTH:

+W 3 ,10 s  T W 0 là áp lực gió 3 giây ứng với chu kỳ lặp 10 năm +  T 0.852 là hệ số chuyển đổi áp lực gió chu kỳ lặp từ 20 năm xuống 10 năm.

+W 0  0.83(kN/m2) là áp lực gió cơ sở (Tra bảng 7 TCVN 2737:2023).

W k X tc  W0  T k z eX c X G f 0.83 0.852 1.36 1.321 0.871 1.1065(     kN m/ ). Gió theo phương Y:

3.2.5 Diện tích đón gió của khối đế (Tầng 2, tầng 3):

3.2.6 Giá trị áp lực gió tiêu chuẩn tầng 2 và 3 (khối đế):

3.2.7 Giá trị áp lực gió tính toán tầng 2 và 3 (khối đế):

GVHD: TS TRẦN MINH TÙNG 25 SVTH:

W Y tt   W Y tc 449.3 2.1 943.51(  kN) Với =2.1 là hệ số tin cậy của tải trọng gió theo TCVN 2737:2023.

GVHD: TS TRẦN MINH TÙNG 26 SVTH:

Gía trị áp lực gió tính toán của 2 tháp

Sau đây là bảng tính giá trị lực tập trung của tải trọng gió tính toán tác dụng lên từng tầng của tháp số 1 Tính toán tương tự như phần tính chi tiết tải gió của tầng 2 và 3 (Khối đế) bên trên.

Cao độ tầng (m) Độ cao tương đương

Ze(m) Hệ số k(ze) Bề rộng đón gió B (m) Chiều cao đón gió (m) Áp lực gió tiêu chuẩn Wtc(kN) Áp lực gió tính toán Wtt(kN) h z Phương

Bảng 3 2: Giá trị áp lực gió tính toán từng tầng của tháp 1.

GVHD: TS TRẦN MINH TÙNG 27 SVTH:

Sau đây là bảng tính giá trị lực tập trung của tải trọng gió tính toán tác dụng lên từng tầng của tháp số 2 Tính toán tương tự như phần tính chi tiết tải gió của tầng 2 và 3 (Khối đế) bên trên.

Cao độ tầng (m) Độ cao tương đương

Ze(m) Hệ số k(ze) Bề rộng đón gió B

Chiều cao đón gió (m) Áp lực gió tiêu chuẩn Wtc(kN) Áp lực gió tính toán Wtt(kN) h z Phương

Bảng 3 3: Giá trị áp lực gió tính toán từng tầng của tháp 2.

GVHD: TS TRẦN MINH TÙNG 28 SVTH:

THIẾT KẾ CẦU THANG BỘ TẦNG 1-2

Sơ đồ tính

Em sử dụng phần mềm sap2000 để mô hình hóa cầu thang từ đó xuất nội lực cầu thang, Để an toàn thì em tính theo 3 sơ đồ tính (liên kết bản thang với dầm là 2 đầu ngàm; liên kết bản thang với dầm là 2 gối cố định; liên kết bản thang với dầm là

1 đầu gối cố định, 1 đầu gối di động) Sau khi tính xong 3 sơ đồ thì lựa chọn giá trị nội lực phù hợp trong từng dạng sơ đồ tính để tính thép tại từng vị trí tiết diện của bảng thang.

Bản thang có tiết diện 1250x130 (mm)

Sử dụng vật liệu bê tông B30 để thiết kế bản thang, tổng tải tác dụng chọn hệ số

Self Weight Multiplier =0 (Do đã tính trọng lượng bản thân bản thang vào phần tính tĩnh tải ở trên nên không cho sap2000 tính nữa).

Nội lực

Tiết diện của bản thang:

Hình 4 4: Gán tiết diện của bản thang.

GVHD: TS TRẦN MINH TÙNG 34 SVTH: LA HƯNG - 81900406

Hình 4 5: Khai báo tiết diện và vật liệu của bản thang

+ Depth (t3) là chiều dày của bản thang, khai báo 0.13(m).

+ Width (t2) là bề rộng của bản thang, khai báo 1.25(m).

+ Material khai báo vật liệu bê tông B30.

Tải trọng tác dụng lên cầu thang:

Hình 4 6: Gán tải trọng phân bố đều vào bản chiều nghỉ và bản thang nghiêng.

GVHD: TS TRẦN MINH TÙNG 35 SVTH: LA HƯNG - 81900406

Phản lực của các liên kết cầu thang:

Hình 4 7: Phản lực liên kết của bản thang, sơ đồ tính gối cố định + gối di động.

Hình 4.7 thể hiện liên kết gối cố định ở vị trí liên kết giữa bản thang nghiêng với dầm sàn, liên kết gối di động ở vị trí liên kết giữa bản chiếu nghỉ với dầm chiếu nghỉ.

Hình 4 8: Phản lực liên kết của bản thang, sơ đồ tính 2 gối cố định ở 2 đầu bản thang.

GVHD: TS TRẦN MINH TÙNG 36 SVTH: LA HƯNG - 81900406

Hình 4 9: Phản lựa liên kết của bản thang, sơ đồ tính 2 liên kết ngàm ở 2 đầu bản thang.

Hình 4 10: Biểu đồ Moment của bản thang, sơ đồ tính 1 đầu gối cố định 1 đầu gối di động ở vị trí liên kết giữa bản chiếu nghỉ và dầm chiếu nghỉ.

GVHD: TS TRẦN MINH TÙNG 37 SVTH: LA HƯNG - 81900406

Hình 4 11: Biểu đồ Moment của bản thang, sơ đồ tính liên kết ở 2 đầu bản thang là

Hình 4 12: Biểu đồ Moment của bản thang, sơ đồ tính liên kết ở 2 đầu bản thang là

Em lựa chọn giá trị moment gối và nhịp lớn nhất ở mỗi sơ đồ tính để tính thép cho vế 1 cầu thang (thiên về an toàn).

Tính cốt thép cho cầu thang

Chọn c (mm), giả sử bố trí thép d12. ho=h - a - 2 d

GVHD: TS TRẦN MINH TÙNG 38 SVTH: LA HƯNG - 81900406

Lựa chọn vật liệu bê tông cấp độ bền B30 và thép CB500V để bố trí cho cầu thang ta có:

Bảng tính thép bản thang theo phương cạnh dài bản thang: ho

Bảng 4 2: Bảng tính toán và lựa chọn thép bố trí cho bản thang

Ghi chú: Phương cạnh ngắn của bản thang ở vị trí nhịp và gối bố trí theo cấu tạo: d8a200.

Nội lực dầm chiếu nghỉ

Chọn sơ bộ kích thước dầm chiếu nghỉ: (nhịp dầm chiều nghỉ L=3(m)

Tải trọng tác dụng lên dầm chiếu nghỉ gồm trọng lượng bản thân dầm, trọng lượng tường xây trên dầm và tải bản thang truyền vào.

-Trọng lượng bản thân dầm chiếu nghỉ:

( ) 0.2 (0.4 0.13) 1.1 25 1.485( / ) tt dcn dcn d bt BTCT g b h  h  n        kN m

GVHD: TS TRẦN MINH TÙNG 39 SVTH: LA HƯNG - 81900406

-Trọng lượng tường xây trên dầm chiều nghỉ:

-Bản thang truyền vào: (Xét trường hợp liên kết giữa bản thang và dầm chiếu nghỉ là gối di động).

(kN/m), Với R là phản lực lớn nhất bản thang truyền vào dầm chiếu nghỉ (kN).

Vậy tổng tải trọng tác dụng lên dầm chiếu nghỉ:

1.485 10.824 22.81 35.12( / ) tt tt tt dcn dcn t bt

Dầm chiếu nghỉ có 2 đầu liên kết với cột và vách cứng, chọn sơ đồ tính liên kết 2 đầu dầm là khớp.

Moment nhịp của dầm chiếu nghỉ:

Tính thép dọc cho nhịp dầm chiếu nghỉ

Giả sử c% (mm) và bố trí thép d16.

Với c là chiều dày lớp bê tông bảo vệ của dầm chiếu nghỉ.

Vậy chọn 2d14 ( A s chon ,  3.08( cm 2 )) cho nhịp và gối dầm chiếu nghỉ.

GVHD: TS TRẦN MINH TÙNG 40 SVTH: LA HƯNG - 81900406 s,chon

Vậy chọn 2d14 cho nhịp và gối của dầm chiếu nghỉ thiên về an toàn.

Tính thép đai dầm chiếu nghỉ

Khả năng chịu lực cắt của bê tông:

Với +Rbt là cường độ chịu kéo của bê tông Rbt=1.15 (N/mm2) (B30).

+ Qbmin là khả năng chịu cắt của bê tông không có cốt đai.

Q max>Q b ,min nên phải bố trí cốt đai cho dầm chiếu nghỉ (chỉ có bê tông không thể chịu nổi 142.63 lực cắt nên cần thêm cốt thép đai).

Chọn cốt đai d6, số nhánh n=2.

-Khoảng cách tính toán giữa các cốt đai:

-Khoảng cách lớn nhất giữa các cốt đai:

-Khoảng cách theo yêu cầu cấu tạo của cốt đai:

GVHD: TS TRẦN MINH TÙNG 41 SVTH: LA HƯNG - 81900406

Vậy trên dầm chiếu nghỉ: Đoạn L/4u0mm (vị trí gần 2 gối) bố trí cốt đai d6a100 (2 nhánh). Đoạn từ L/4u0mm đến 3L/4"50mm (vị trí giữa nhịp dầm chiếu nghỉ) bố trí cốt đai theo yêu cầu cấu tạo d6a200 (2 nhánh).

Kiểm tra độ bền chịu cắt theo dải bê tông giữa các tiết diện nghiêng theo điều kiện: max b ,max b 1 b 0 0.3 17 200 367 374340( ) 374( )

Vậy Q max  142.63( kN )  Q b ,max  374( kN )

Với +Qmax là lực cắt thiết kế.

+ b 1 0.3là hệ số xét đến đặc điểm trạng thái ứng suất của bê tông trên dải nghiêng.

GVHD: TS TRẦN MINH TÙNG 42 SVTH: LA HƯNG - 81900406

THIẾT KẾ BỂ NƯỚC MÁI

Tính kích thước và tiết diện của bể nước mái

Hình 5 3: Kích thước của bể nước mái.

5.2.1 Thiết kế kích thước dầm đáy và dầm nắp

Chọn chiều cao dầm chính của bản nắp và bản đáy theo công thức: d d h = L m

- md =8–12:đối với dầm chính

- Ldc : chiều dài nhịp dầm chính (m).

- h dc : là chiều cao của dầm chính đang xét (m).

Chọn bề rộng dầm chính của bản nắp và bản đáy theo công thức:

GVHD: TS TRẦN MINH TÙNG 45 SVTH: LA HƯNG - 81900406

- b dc : là chiều rộng của dầm chính đang xét (m).

Chọn chiều cao dầm phụ của bản nắp và bản đáy theo công thức: dp d h = L m

- md -20: đối với dầm phụ.

- Ldp : chiều dài nhịp dầm phụ(m).

- h dp : là chiều cao của dầm phụ đang xét (m).

Chọn bề rộng dầm phụ của bản nắp và bản đáy theo công thức:

: là chiều rộng của dầm phụ đang xét (m).

5.2.2 Tính chiều dày bản nắp và bản đáy

Bản nắp và Bản đáy là loại ô bản 2 phương Với:

+ L 2 là kích thước cạnh dài của ô bản nắp và đáy (m)

GVHD: TS TRẦN MINH TÙNG 46 SVTH: LA HƯNG - 81900406

+ L 1 là kích thước cạnh ngắn của ô bản nắp và đáy (m) h = L D m    

+ h bn và h bd lần lượt là chiều dày của bản nắp(m) và chiều dày của bản đáy (m).

+ D= (0.8  1.4) : hệ số phụ thuộc tải trọng Chọn D=0.8 để tính chiều dày bản nắp và chọn D=1.4 để tính chiều dày bản đáy.

+ m= (35  40): đối với ô bản 2 phương Chọn m@ để tính chiều dày bản nắp và chọn m7 để tính chiều dày bản đáy.

5.2.3 Chọn sơ bộ chiều dày bản thành

Do bản thành là cấu kiện chịu uốn nén nên ta có thể chọn sơ bộ chiều dày bản thành như sau:

150( ) max 55( ) 20 bt bt mm mm t H mm

+ t bt là chiều dày của bản thành

+ H bt là chiều cao của bản thành

Xác định tải trọng bể nước mái

5.3.1 Xác định tải trọng thẳng đứng tác dụng lên bể nước mái

Tổng tải trọng thẳng đứng tác dụng lên bản nắp:

, 1 tt tt tt n tc bn bn bn i i f i bn t n

GVHD: TS TRẦN MINH TÙNG 47 SVTH: LA HƯNG - 81900406

+ Q bn tt là tổng tải trọng thẳng đứng tác dụng lên bản nắp (kN/m2).

+G bn tt là tổng trọng lượng bản thân tính toán của các lớp cấu tạo bản nắp (kN/m2).

+q k t tc , là giá trị tiêu chuẩn của tải trọng tạm thời ngắn hạn phân bố đều lên bản nắp

+q bn tt là giá trị tính toán của tải trọng tạm thời ngắn hạn phân bố đều lên bản nắp

(Hoạt tải sữa chữa tính toán).

+  t là hệ số độ tin cậy của tải trọng lấy bằng 1.3 (Mục 8.3.5TCVN2737:2023).

+ i - trọng lượng riêng của lớp cấu tạo thứ i (kN/m3).

+h i - bề dày của lớp cấu tạo thứ i (m).

- hệ số số độ tin cậy của loại vật liệu thứ i cấu tạo nên bản nắp (Tra bảng 1

Bảng tính toán trọng lượng bản thân bản nắp:

Vật liệu cấu tạo bản nắp Bề dày h i (m)  i (kN/m) 3  f i , tt 2

Bảng 5 1: Bảng tính toán trọng lượng bản thân của các lớp cấu tạo bản nắp.

Vậy tổng tải trọng thẳng đứng tác dụng lên bản nắp:

GVHD: TS TRẦN MINH TÙNG 48 SVTH: LA HƯNG - 81900406

Tổng tải trọng thẳng đứng tác dụng lên bản đáy:

W n tt tt bd bd n i i f i n bt n

+ Q bd tt là tổng tải trọng thẳng đứng tác dụng lên bản đáy (kN/m2).

+G bd tt là tổng trọng lượng bản thân tính toán của các lớp cấu tạo bản đáy (kN/m2).

+ W n là tải trọng của nước trong bể phân bố đều lên bản đáy (Xét trường hợp bể chứa đầy nước) (kN/m2).

+  n =9.81 (kN/m3) là khối lượng riêng của nước

+ H bt là chiều cao của bản thành (m).

+ i - trọng lượng riêng của lớp cấu tạo thứ i (kN/m3).

+h i - bề dày của lớp cấu tạo thứ i (m).

- hệ số số độ tin cậy của loại vật liệu thứ i cấu tạo nên bản nắp (Tra bảng 1

Bảng tính toán trọng lượng bản thân bản đáy:

Vật liệu cấu tạo bản đáy Bề dày h i (m)  i (kN/m) 3  f i , tt 2

Lớp vữa lót, tạo dốc + chống thấm

Bảng 5 2: Bảng tính toán trọng lượng bản thân của các lớp cấu tạo bản đáy.

GVHD: TS TRẦN MINH TÙNG 49 SVTH: LA HƯNG - 81900406

Tổng tải trọng thẳng đứng tác dụng lên bản đáy:

5.3.2 Xác định tải trọng ngang tác dụng lên thành bể nước

5.3.2.1 Áp lực nước tác dụng lên thành bể

9.81 1.1 1.2 1 12.95( / ) tt n n bt t p  H    B     kN m tt p n (kN/m) là giá trị tính toán của áp lực nước phân bố đều lên dãi thành bể theo phương đứng có bề rộng B=1(m).

B=1 là bề rộng dãi bản thành theo phương cạnh ngắn của bản thành (m).

H bt là chiều cao của bản thành (m).

 n là khối lượng riêng của nước bằng 9.81 (kN/m3).

 t là hệ số độ tin cậy của tải trọng lấy bằng 1.2

5.3.2.2 Tải trọng gió tác dụng lên thành bể

Vì tính toán tải trọng gió tác dụng lên thành bể nước tương tự như tính toán tải trọng gió tác dụng lên công trình ở Chương 3 Tải Trọng Gió, nên phần này sẽ được thể hiện chi tiết ở phụ lục 2 mục 2.1

GVHD: TS TRẦN MINH TÙNG 50 SVTH: LA HƯNG - 81900406

5.4 Xác định nội lực của khung bể nước mái

MB BO TRI DAM BAN NAP

MB BO TRI DAM BAN DAY

Hình 5 4: Mặt bằng bố trí dầm chính và dầm phụ của bản nắp và bản đáy bể nước.

GVHD: TS TRẦN MINH TÙNG 51 SVTH: LA HƯNG - 81900406

Hình 5 5: Tiết diện của dầm và cột bể nước mái.

Bảng tổ hợp tải trọng tác dụng lên khung bể nước:

Tổ hợp Tĩnh tải HT sữa chữa Nước Gió X Gió XX Gió Y Gió YY

GVHD: TS TRẦN MINH TÙNG 52 SVTH: LA HƯNG - 81900406

Hình 5 6: Định nghĩa tải trọng tác dụng lên khung bể nước mái.

Bảng 5 3: Bảng tổ hợp tải trọng cơ bản tác dụng lên khung bể nước mái.

GVHD: TS TRẦN MINH TÙNG 53 SVTH: LA HƯNG - 81900406

Hình 5 7: Sơ đồ truyền tải từ bản nắp và bản đáy truyền vào các dầm chính và dầm phụ theo dạng hình thang và hình tam giác.

Hình 5 8: Biểu đồ bao moment của mô hình khung bể nước mái.

GVHD: TS TRẦN MINH TÙNG 54 SVTH: LA HƯNG - 81900406

Hình 5 9: Biểu đồ bao lực cắt của mô hình khung bể nước mái.

5.5 Tính toán cốt thép của bể nước mái

5.5.1 Tính toán cốt thép bản đáy, bản nắp, bản thành

+Tất cả ô bản của bản đáy đều là ô bản kê 4 cạnh.

+Khi bản đáy tựa trên dầm đáy bê tông cốt thép đổ toàn khối mà

Liên kết được xem là liên kết ngàm.

+ h dp : là chiều cao của dầm phụ (m).

+ h bd là chiều dày của bản đáy (m).

GVHD: TS TRẦN MINH TÙNG 55 SVTH: LA HƯNG - 81900406

+Vậy các ô bản đáy là loại ô bản 2 phương thuộc loại sơ đồ 9 (Phụ lục 5 sách Thiết kế kết cấu BTCT theo TCVN 5574:2018 PGS.TS Bùi Quốc Bảo).

+Chọn chiều dày lớp bê tông bảo vệ của bản đáy c0 (mm).

Hình 5 10: Sơ đồ tính của ô bản đáy bể nước.

Tính toán h 0 Giả sử d 1 d 2 8(mm).

Tính toán mô men theo 2 phương:

GVHD: TS TRẦN MINH TÙNG 56 SVTH: LA HƯNG - 81900406

Mô men dương lớn nhất ở giữa nhịp lần lượt theo phương cạnh ngắn và cạnh dài:

Mô men âm lớn nhất ở gối lần lượt theo phương cạnh ngắn và cạnh dài:

+q bd tt Q bd tt 1 (m kN m/ ) là tải trọng tính toán trên đơn vị diện tích bản đáy.

+L L 1 , 2 là chiều dài ô bản đáy theo phương cạnh ngắn và cạnh dài  L 1L 2 

GVHD: TS TRẦN MINH TÙNG 57 SVTH: LA HƯNG - 81900406 max min

=>Thỏa điều kiện hàm lượng cốt thép sàn.

. Chọn d10a150 (As=5.23 cm2). max min

=>Thỏa điều kiện hàm lượng cốt thép sàn.

. Chọn d8a200 (As=2.52 cm2). max min

=>Thỏa điều kiện hàm lượng cốt thép sàn.

GVHD: TS TRẦN MINH TÙNG 58 SVTH: LA HƯNG - 81900406

. Chọn d8a200 (As=2.52 cm2). max min

=>Thỏa điều kiện hàm lượng cốt thép sàn.

+Tất cả ô bản của bản nắp đều là ô bản kê 4 cạnh.

+Khi bản nắp tựa trên dầm nắp bê tông cốt thép đổ toàn khối mà

Liên kết được xem là liên kết ngàm.

+ h dp : là chiều cao của dầm phụ (m).

+ h bn là chiều dày của bản nắp (m).

+Vậy các ô bản nắp là loại ô bản 2 phương thuộc loại sơ đồ 9 (Phụ lục 5 sách Thiết kế kết cấu BTCT theo TCVN 5574:2018 PGS.TS Bùi Quốc Bảo).

+Chọn chiều dày lớp bê tông bảo vệ của bản nắp c (mm).

Vì ô bản nắp có cùng kích thước với ô bản đáy và cũng là loại ô bản 2 phương nên tính thép tương tự như bản đáy ở trên, em trình bày ngắn gọn phần tính thép ô bản nắp bằng bảng excel sau: Ô sàn

Hệ số moment q-tt Moment Tính thép

GVHD: TS TRẦN MINH TÙNG 59 SVTH: LA HƯNG - 81900406

Bảng 5 4: Tính toán và lựa chọn thép ô bản nắp.

Bản sàn 1 phương làm việc theo phương cạnh ngắn.

+ Sơ đồ tính ô bản thành bể nước là cắt 1 dãy bản thành theo phương cạnh ngắn là phương làm việc chính có bề rộng là 1 mét, 1 đầu là ngàm 1 đầu là gối di dộng.

GVHD: TS TRẦN MINH TÙNG 60 SVTH: LA HƯNG - 81900406

+ Tải trọng tác động lên bản thành gồm áp lực thủy tĩnh của nước và gió hút (đây là trường hợp tải trọng nguy hiểm nhất đối với bản thành).

Moment ở giữa nhịp do tải trọng nước p tt n và tải trọng gió p tt g gây ra:

Moment ở giữa gối do tải trọng nước p n tt và tải trọng gió p tt g gây ra:

Tính toán h 0 Giả sử d 1 d 2 8(mm).

GVHD: TS TRẦN MINH TÙNG 61 SVTH: LA HƯNG - 81900406

+ pn.95(kN/m) pg=0.954(kN/m) T? a don

Hình 5 11: Sơ đồ tính của ô bản thành khi cắt 1 dãy bản có bề rộng 1 mét theo phương chiều cao thành.

. Chọn d8a200 (As=2.52 cm2). max min

=>Thỏa điều kiện hàm lượng cốt thép.

Bố trí theo cấu tạo chọn d6a200. max min

=>Thỏa điều kiện hàm lượng cốt thép.

. Chọn d8a200 (As=2.5 cm2). max min

=>Thỏa điều kiện hàm lượng cốt thép.

Bố trí theo cấu tạo chọn d6a200.

GVHD: TS TRẦN MINH TÙNG 62 SVTH: LA HƯNG - 81900406 max min

=>Thỏa điều kiện hàm lượng cốt thép.

5.5.1.4 Tính thép dầm nắp và dầm đáy

Tính thép dọc cho dầm:

Tính chi tiết thép nhịp dầm DN1 (300x750):

Dầm có moment dương lớn nhất ở vị trí giữa dầm (4.65m) M max 146.9 (kN.m)

Chọn c0 (mm) và giả sử bố trí thép d20.

Với c là chiều dày lớp bê tông bảo vệ của dầm DN1.

Vậy chọn 3d16 ( A s chon ,  6.03( cm 2 ) ) cho nhịp của dầm DN1. s,chon 0

Các dầm khác tính thép dọc tương tự dầm DN1 đã tính chi tiết bên trên, được tính nhanh bằng bảng excel sau đây:

M- max (kNm ) b (mm ) h (mm ) a=a' (mm ) ho (mm )

Chọn thép As chọn (cm2 )

GVHD: TS TRẦN MINH TÙNG 63 SVTH: LA HƯNG - 81900406

GVHD: TS TRẦN MINH TÙNG 64 SVTH: LA HƯNG - 81900406

Bảng 5 5: Bảng tính thép dọc dầm nắp và dầm đáy.

Tính thép đai cho dầm:

Tính chi tiết dầm DN3 (200x500) max 59.11( )

Khả năng chịu lực cắt của bê tông:

Với +Rbt là cường độ chịu kéo của bê tông Rbt=1.15 (N/mm2) (B30).

+ Qbmin là khả năng chịu cắt của bê tông không có cốt đai.

Q max>Q b ,min nên phải bố trí cốt đai cho dầm chiếu nghỉ (chỉ có bê tông không thể chịu nổi 59.11 lực cắt nên cần thêm cốt thép đai).

Chọn cốt đai d6, số nhánh n=2.

-Khoảng cách tính toán giữa các cốt đai:

-Khoảng cách lớn nhất giữa các cốt đai:

-Khoảng cách theo yêu cầu cấu tạo của cốt đai:

GVHD: TS TRẦN MINH TÙNG 65 SVTH: LA HƯNG - 81900406

Vậy thép đai dầm DN3: Đoạn L/4$50mm (vị trí gần 2 gối) bố trí cốt đai d6a150 (2 nhánh). Đoạn từ L/4 đến 3L/4 (vị trí giữa nhịp dầm) bố trí cốt đai theo yêu cầu cấu tạo d6a300 (2 nhánh).

Kiểm tra độ bền chịu cắt theo dải bê tông giữa các tiết diện nghiêng theo điều kiện: max b ,max b 1 b 0 0.3 17 200 460 469200( ) 469.2( )

Vậy Q max  59.11( kN )  Q b ,max  469.2( kN )

Với +Qmax là lực cắt thiết kế.

+ b 1 0.3là hệ số xét đến đặc điểm trạng thái ứng suất của bê tông trên dải nghiêng.

Các dầm khác tính cốt đai ở vị trí 2 đầu dầm (đoạn L/4) tương tự như dầm DN3 bên trên (Tính nhanh bằng bảng excel Bảng 5.7 bên dưới).

Tất cả các dầm đáy và nắp đoạn từ L/4 đến 3L/4 (vị trí giữa nhịp dầm) bố trí cốt đai theo yêu cầu cấu tạo nhưng không được vượt quá sw-max.

Bảng tính thép đai dầm bể nước vị trí 2 đầu dầm đoạn L/4:

(kN) b (mm) h (mm) a (mm) ho (mm)

Ktra kh.năng chịu cắt của BT

Bước cốt đai Đường kính Sw-tt đai

GVHD: TS TRẦN MINH TÙNG 66 SVTH: LA HƯNG - 81900406

Bảng 5 6: Bảng tính thép đai của dầm đáy và dầm nắp ở vị trí 2 đầu dầm đoạn L/4.

Tính toán giật đứt ở những vị trí dầm phụ giao với dầm chính:

Hình 5 12: Vị trí xảy ra hiện tượng giật đứt.

Sử dụng cốt treo dạng cốt đai để bố trí tại vị trí giao giữa dầm phụ và dầm chính để chống hiện tượng giật đứt, tính toán cốt treo bằng công thức sau:

Chọn n=8 vòng đai ở 2 phía vị trí giao với dầm phụ (mỗi bên 4 vòng đai), khoảng cách giữa các đai gia cường là aPmm.

+ A s là tổng diện tích cốt treo trong dầm chính ở cả 2 phía 2 bên vị trí giao (mm2).

GVHD: TS TRẦN MINH TÙNG 67 SVTH: LA HƯNG - 81900406

+d=8 là đường kính cốt thép treo (mm).

+ P 1 là tổng lực tập trung gây giật đứt do dầm phụ truyền vào dầm chính (N) (Xác định lực này bằng cách xem bước nhảy lực cắt tại vị trí dầm phụ giao với dầm chính trong biểu đồ lực cắt của mô hình khung bể nước đã được mô hình bằng phần mềm Sap2000 ở mục 5.4).

Khung bể nước có 8 vị trí giao giữa dầm phụ với dầm chính, lấy

P  kN  N là giá trị lớn nhất để tính toán và bố trí cho cả 8 vị trí trên khung bể nước.

+ R s w 00 (N/mm2) là cường độ chịu kéo của thép đai (tra ở TCVN 5574:2018).

+n là số vòng đai cần thiết ở cả 2 phía 2 bên vị trí giao.

5.6 Tính toán kiểm tra sự hình thành và mở rộng vết của nứt bể nước mái

Phần tính toán kiểm tra sự hình thành và mở rộng vết nứt của bể nước mái được thể hiện ở Phụ lục 2 Mục 2.2

GVHD: TS TRẦN MINH TÙNG 68 SVTH: LA HƯNG - 81900406

Tính toán cốt thép của bể nước mái

5.5 Tính toán cốt thép của bể nước mái

5.5.1 Tính toán cốt thép bản đáy, bản nắp, bản thành

+Tất cả ô bản của bản đáy đều là ô bản kê 4 cạnh.

+Khi bản đáy tựa trên dầm đáy bê tông cốt thép đổ toàn khối mà

Liên kết được xem là liên kết ngàm.

+ h dp : là chiều cao của dầm phụ (m).

+ h bd là chiều dày của bản đáy (m).

GVHD: TS TRẦN MINH TÙNG 55 SVTH: LA HƯNG - 81900406

+Vậy các ô bản đáy là loại ô bản 2 phương thuộc loại sơ đồ 9 (Phụ lục 5 sách Thiết kế kết cấu BTCT theo TCVN 5574:2018 PGS.TS Bùi Quốc Bảo).

+Chọn chiều dày lớp bê tông bảo vệ của bản đáy c0 (mm).

Hình 5 10: Sơ đồ tính của ô bản đáy bể nước.

Tính toán h 0 Giả sử d 1 d 2 8(mm).

Tính toán mô men theo 2 phương:

GVHD: TS TRẦN MINH TÙNG 56 SVTH: LA HƯNG - 81900406

Mô men dương lớn nhất ở giữa nhịp lần lượt theo phương cạnh ngắn và cạnh dài:

Mô men âm lớn nhất ở gối lần lượt theo phương cạnh ngắn và cạnh dài:

+q bd tt Q bd tt 1 (m kN m/ ) là tải trọng tính toán trên đơn vị diện tích bản đáy.

+L L 1 , 2 là chiều dài ô bản đáy theo phương cạnh ngắn và cạnh dài  L 1L 2 

GVHD: TS TRẦN MINH TÙNG 57 SVTH: LA HƯNG - 81900406 max min

=>Thỏa điều kiện hàm lượng cốt thép sàn.

. Chọn d10a150 (As=5.23 cm2). max min

=>Thỏa điều kiện hàm lượng cốt thép sàn.

. Chọn d8a200 (As=2.52 cm2). max min

=>Thỏa điều kiện hàm lượng cốt thép sàn.

GVHD: TS TRẦN MINH TÙNG 58 SVTH: LA HƯNG - 81900406

. Chọn d8a200 (As=2.52 cm2). max min

=>Thỏa điều kiện hàm lượng cốt thép sàn.

+Tất cả ô bản của bản nắp đều là ô bản kê 4 cạnh.

+Khi bản nắp tựa trên dầm nắp bê tông cốt thép đổ toàn khối mà

Liên kết được xem là liên kết ngàm.

+ h dp : là chiều cao của dầm phụ (m).

+ h bn là chiều dày của bản nắp (m).

+Vậy các ô bản nắp là loại ô bản 2 phương thuộc loại sơ đồ 9 (Phụ lục 5 sách Thiết kế kết cấu BTCT theo TCVN 5574:2018 PGS.TS Bùi Quốc Bảo).

+Chọn chiều dày lớp bê tông bảo vệ của bản nắp c (mm).

Vì ô bản nắp có cùng kích thước với ô bản đáy và cũng là loại ô bản 2 phương nên tính thép tương tự như bản đáy ở trên, em trình bày ngắn gọn phần tính thép ô bản nắp bằng bảng excel sau: Ô sàn

Hệ số moment q-tt Moment Tính thép

GVHD: TS TRẦN MINH TÙNG 59 SVTH: LA HƯNG - 81900406

Bảng 5 4: Tính toán và lựa chọn thép ô bản nắp.

Bản sàn 1 phương làm việc theo phương cạnh ngắn.

+ Sơ đồ tính ô bản thành bể nước là cắt 1 dãy bản thành theo phương cạnh ngắn là phương làm việc chính có bề rộng là 1 mét, 1 đầu là ngàm 1 đầu là gối di dộng.

GVHD: TS TRẦN MINH TÙNG 60 SVTH: LA HƯNG - 81900406

+ Tải trọng tác động lên bản thành gồm áp lực thủy tĩnh của nước và gió hút (đây là trường hợp tải trọng nguy hiểm nhất đối với bản thành).

Moment ở giữa nhịp do tải trọng nước p tt n và tải trọng gió p tt g gây ra:

Moment ở giữa gối do tải trọng nước p n tt và tải trọng gió p tt g gây ra:

Tính toán h 0 Giả sử d 1 d 2 8(mm).

GVHD: TS TRẦN MINH TÙNG 61 SVTH: LA HƯNG - 81900406

+ pn.95(kN/m) pg=0.954(kN/m) T? a don

Hình 5 11: Sơ đồ tính của ô bản thành khi cắt 1 dãy bản có bề rộng 1 mét theo phương chiều cao thành.

. Chọn d8a200 (As=2.52 cm2). max min

=>Thỏa điều kiện hàm lượng cốt thép.

Bố trí theo cấu tạo chọn d6a200. max min

=>Thỏa điều kiện hàm lượng cốt thép.

. Chọn d8a200 (As=2.5 cm2). max min

=>Thỏa điều kiện hàm lượng cốt thép.

Bố trí theo cấu tạo chọn d6a200.

GVHD: TS TRẦN MINH TÙNG 62 SVTH: LA HƯNG - 81900406 max min

=>Thỏa điều kiện hàm lượng cốt thép.

5.5.1.4 Tính thép dầm nắp và dầm đáy

Tính thép dọc cho dầm:

Tính chi tiết thép nhịp dầm DN1 (300x750):

Dầm có moment dương lớn nhất ở vị trí giữa dầm (4.65m) M max 146.9 (kN.m)

Chọn c0 (mm) và giả sử bố trí thép d20.

Với c là chiều dày lớp bê tông bảo vệ của dầm DN1.

Vậy chọn 3d16 ( A s chon ,  6.03( cm 2 ) ) cho nhịp của dầm DN1. s,chon 0

Các dầm khác tính thép dọc tương tự dầm DN1 đã tính chi tiết bên trên, được tính nhanh bằng bảng excel sau đây:

M- max (kNm ) b (mm ) h (mm ) a=a' (mm ) ho (mm )

Chọn thép As chọn (cm2 )

GVHD: TS TRẦN MINH TÙNG 63 SVTH: LA HƯNG - 81900406

GVHD: TS TRẦN MINH TÙNG 64 SVTH: LA HƯNG - 81900406

Bảng 5 5: Bảng tính thép dọc dầm nắp và dầm đáy.

Tính thép đai cho dầm:

Tính chi tiết dầm DN3 (200x500) max 59.11( )

Khả năng chịu lực cắt của bê tông:

Với +Rbt là cường độ chịu kéo của bê tông Rbt=1.15 (N/mm2) (B30).

+ Qbmin là khả năng chịu cắt của bê tông không có cốt đai.

Q max>Q b ,min nên phải bố trí cốt đai cho dầm chiếu nghỉ (chỉ có bê tông không thể chịu nổi 59.11 lực cắt nên cần thêm cốt thép đai).

Chọn cốt đai d6, số nhánh n=2.

-Khoảng cách tính toán giữa các cốt đai:

-Khoảng cách lớn nhất giữa các cốt đai:

-Khoảng cách theo yêu cầu cấu tạo của cốt đai:

GVHD: TS TRẦN MINH TÙNG 65 SVTH: LA HƯNG - 81900406

Vậy thép đai dầm DN3: Đoạn L/4$50mm (vị trí gần 2 gối) bố trí cốt đai d6a150 (2 nhánh). Đoạn từ L/4 đến 3L/4 (vị trí giữa nhịp dầm) bố trí cốt đai theo yêu cầu cấu tạo d6a300 (2 nhánh).

Kiểm tra độ bền chịu cắt theo dải bê tông giữa các tiết diện nghiêng theo điều kiện: max b ,max b 1 b 0 0.3 17 200 460 469200( ) 469.2( )

Vậy Q max  59.11( kN )  Q b ,max  469.2( kN )

Với +Qmax là lực cắt thiết kế.

+ b 1 0.3là hệ số xét đến đặc điểm trạng thái ứng suất của bê tông trên dải nghiêng.

Các dầm khác tính cốt đai ở vị trí 2 đầu dầm (đoạn L/4) tương tự như dầm DN3 bên trên (Tính nhanh bằng bảng excel Bảng 5.7 bên dưới).

Tất cả các dầm đáy và nắp đoạn từ L/4 đến 3L/4 (vị trí giữa nhịp dầm) bố trí cốt đai theo yêu cầu cấu tạo nhưng không được vượt quá sw-max.

Bảng tính thép đai dầm bể nước vị trí 2 đầu dầm đoạn L/4:

(kN) b (mm) h (mm) a (mm) ho (mm)

Ktra kh.năng chịu cắt của BT

Bước cốt đai Đường kính Sw-tt đai

GVHD: TS TRẦN MINH TÙNG 66 SVTH: LA HƯNG - 81900406

Bảng 5 6: Bảng tính thép đai của dầm đáy và dầm nắp ở vị trí 2 đầu dầm đoạn L/4.

Tính toán giật đứt ở những vị trí dầm phụ giao với dầm chính:

Hình 5 12: Vị trí xảy ra hiện tượng giật đứt.

Sử dụng cốt treo dạng cốt đai để bố trí tại vị trí giao giữa dầm phụ và dầm chính để chống hiện tượng giật đứt, tính toán cốt treo bằng công thức sau:

Chọn n=8 vòng đai ở 2 phía vị trí giao với dầm phụ (mỗi bên 4 vòng đai), khoảng cách giữa các đai gia cường là aPmm.

+ A s là tổng diện tích cốt treo trong dầm chính ở cả 2 phía 2 bên vị trí giao (mm2).

GVHD: TS TRẦN MINH TÙNG 67 SVTH: LA HƯNG - 81900406

+d=8 là đường kính cốt thép treo (mm).

+ P 1 là tổng lực tập trung gây giật đứt do dầm phụ truyền vào dầm chính (N) (Xác định lực này bằng cách xem bước nhảy lực cắt tại vị trí dầm phụ giao với dầm chính trong biểu đồ lực cắt của mô hình khung bể nước đã được mô hình bằng phần mềm Sap2000 ở mục 5.4).

Khung bể nước có 8 vị trí giao giữa dầm phụ với dầm chính, lấy

P  kN  N là giá trị lớn nhất để tính toán và bố trí cho cả 8 vị trí trên khung bể nước.

+ R s w 00 (N/mm2) là cường độ chịu kéo của thép đai (tra ở TCVN 5574:2018).

+n là số vòng đai cần thiết ở cả 2 phía 2 bên vị trí giao.

Tính toán kiểm tra sự hình thành và mở rộng vết của nứt bể nước mái

Phần tính toán kiểm tra sự hình thành và mở rộng vết nứt của bể nước mái được thể hiện ở Phụ lục 2 Mục 2.2

GVHD: TS TRẦN MINH TÙNG 68 SVTH: LA HƯNG - 81900406

THIẾT KẾ KHUNG TRỤC Y3

Mô hình khung trục Y3

Sử dụng phương pháp phần tử hữu hạn để mô hình toàn bộ kết cấu công trình dạng khung không gian trong phần mềm Etabs để phân tích nội lực.

Hình 6 1: Hệ dầm cột vách khung trục Y3.

Hình 6.1 cho thấy mô hình khung trục Y3 được gán vào phần mềm etabs với tiết diện dầm và cột như các tiết diện đã sơ bộ trước đã sơ bộ trước:

Tầng 1,2,3,4: tiết diện cột là 700x700 (mm), tiết diện dầm 700x700(mm).

Tầng 5-16: tiết diện dầm 500x500(mm), vách có bề dày 300(mm).

Do khung trục Y3 dài nhưng có tính đối xứng nên được sự đồng ý của giảng viên hướng dẫn em sẽ tính toán cho một nửa khung trục Y3 bên phần tháp cao, 1 nửa khung còn lại cũng tính tương tự như vậy nhưng tải trọng sẽ nhỏ hơn.

GVHD: TS TRẦN MINH TÙNG 69 SVTH: LA HƯNG - 81900406

Hình 6.2 cho thấy việc gán hoạt tải chất đầy lên tất cả các tầng Hình 6.3 cho thấy việc gán tĩnh tải chất đầy lên các ô sàn tầng 1, tĩnh tải này chưa kể trọng lượng bản thân của các cấu kiện dầm, cột, sàn vì etabs sẽ tự tính.

Hình 6.5 cho thấy việc gán hoạt tải thứ 2 là hoạt tải chất đầy tất cả các ô sàn vào các tầng lẻ Hình 6.4 cho thấy gán hoạt tải thứ 4 vào các nhịp lẻ theo phương trục X

Hình 6.6 cho thấy việc gán hoạt tải thứ 5 là hoạt tải theo công năng ô sàn tác dụng lên các nhịp chẵn theo phương trục X tác dụng lên các tầng lẻ của công trình.

GVHD: TS TRẦN MINH TÙNG 70 SVTH: LA HƯNG - 81900406

Hình 6 3: Hoạt tải chất đầy lên (HT1) Hình 6 2: Tĩnh tải của tầng 1 (Chưa kể TLBT).

Hình 6 4: Hoạt tải chất đầy trên tầng lẻ (HT2) Hình 6 5: Hoạt tải tầng lẻ nhịp lẻ theo phương X (HT4)

Hình 6 6: Hoạt tải tầng lẻ tác dụng lên nhịp chẳn theo phương X (HT5)

Hình 6.7 cho thấy việc gán hoạt tải thứ 6 là hoạt tải theo công năng ô sàn tác dụng lên các ô sàn nhịp lẻ xét theo phương trục Y tác dụng lên các tầng lẻ của công trình.

Hình 6.8 cho thấy việc gán hoạt tải thứ 7 là hoạt tải công năng ô sàn tác dụng lên các ô sàn ở nhịp chẳn theo phương trục Y tác dụng lên các tầng lẻ của công trình.

Hình 6.10 cho thấy gán tải tường xây trên dầm là tải phân bố đều lên dầm tầng 1.

Hình 6.9 cho thấy việc gán tải trọng tập trung của bể nước mái là phản lực chân cột của bể nước mái truyền xuống đầu cột của tầng mái.

GVHD: TS TRẦN MINH TÙNG 71 SVTH: LA HƯNG - 81900406

Hình 6 7: Hoạt tải tầng lẻ tác dụng lên nhịp lẻ theo phương Y (HT6)

Hình 6 8: Hoạt tải tầng lẻ tác dụng lên nhịp chẳn theo phương Y (HT7)

Hình 6 10: Tải trọng tường xây trên dầm của tầng 1 Hình 6 9: Tải tập trung của bể nước mái

Hình 6 11: Khai báo tải trọng (1).

Hình 6.11 và Hình 6.12 cho thấy việc định nghĩa tải trọng trong phần mềm

Etabs tác dụng lên công trình để từ những tải trọng này có thể tổ hợp lại thành các tổ hợp để chọn ra các tổ hợp nguy hiểm nhất và tính toán Tĩnh tải chọn hệ số Self weight multiplier =1.1 là để etabs tính toán tải trọng bản thân của các cấu kiện trong công trình.

Hình 6 12: Khải báo tải trọng (2). Ý nghĩa của các loại tải trọng đã định nghĩa trong phần mềm etabs:

TT: là tĩnh tải chất đầy cho các tầng

HT1: là hoạt tải chất đầy tất cả tầng

HT2: là hoạt tải chất đầy tầng lẻ

HT3: là hoạt tải chất đầy tầng chẳn

GVHD: TS TRẦN MINH TÙNG 72 SVTH: LA HƯNG - 81900406

HT4: là hoạt tải tầng lẻ nhịp lẻ theo phương X

HT5: là hoạt tải tầng lẻ nhịp chẳn theo phương X

HT6: là hoạt tải tầng lẻ nhịp lẻ theo phương Y

HT7: là hoạt tải tầng lẻ nhịp chẳn theo phương Y

HT8: là hoạt tải tầng chẳn nhịp lẻ theo phương X

HT9: là hoạt tải tầng chẳn nhịp chẳn theo phương X

HT10: là hoạt tải tầng chẳn nhịp lẻ theo phương Y

HT11: là hoạt tải tầng chẳn nhịp chẳn theo phương Y

GTX: là gió trái theo phương X

GPX: là gió phải theo phương X

GTY: là gió trái theo phương Y

GPY: là gió phải theo phương Y

Bảng 6.1 bên dưới là bảng tổ hợp tải trọng với mục đích của việc lập ra bảng này là để tìm để tìm nội lực nguy hiểm tại một số tiết diện trên mỗi phần dưới tác dụng của nhiều loại tải trọng đã khai báo ở Hình 6.6 và 6.7 bên trên Từ tổ hợp 1-15 là tổ hợp cơ bản chỉ có 1 tĩnh tải và 1 hoạt tải Tổ hợp 16-59 là tổ hợp có 1 tĩnh tải và có nhiều 1 hoạt tải nên các hoạt tải ở những tổ hợp này nhân với hệ số 0.9.

TH Cấu trúc của tổ hợp

GVHD: TS TRẦN MINH TÙNG 73 SVTH: LA HƯNG - 81900406

GVHD: TS TRẦN MINH TÙNG 74 SVTH: LA HƯNG - 81900406

60-BĐBAO ENV (TH1+TH2+…+TH58+TH59)

Bảng 6 1: Bảng tổ hợp tải trọng.

Hình 6 13: Biểu đồ bao moment khung trục Y3.

Hình 6 14: Biểu đồ bao moment dầm chuyển trục Y3 (1).

GVHD: TS TRẦN MINH TÙNG 75 SVTH: LA HƯNG - 81900406

Hình 6 15: Biểu đồ bao moment dầm chuyển trục Y3 (2).

Các hình 6.13, 6.14, 6.15 bên trên cho thấy kết quả nội lực cụ thể là biểu đồ bao moment của khung trục Y3 được xuất ra từ phần mềm etabs dùng để tính toán và thiết kế cho khung trục Y3 của công trình.

Hình 6 16: Biểu đồ bao lực cắt khung trục Y3.

Hình 6 17: Biểu đồ bao lực cắt dầm chuyển trục Y3 (1).

GVHD: TS TRẦN MINH TÙNG 76 SVTH: LA HƯNG - 81900406

Hình 6 18: Biểu đồ bao lực cắt dầm chuyển trục Y3 (2).

Các hình 6.16, 6.17, 6.18 bên trên cho thấy kết quả nội lực cụ thể là biểu đồ bao lực cắt của khung trục Y3 được xuất ra từ phần mềm etabs dùng để tính toán và thiết kế cho khung trục Y3 của công trình.

Hình 6 19: Biểu đồ bao lực dọc tầng 1-3 khung trục Y3.

Hình 6.19 bên trên cho thấy kết quả nội lực cụ thể là biểu đồ bao lực dọc của các cột trong khung trục Y3 được xuất ra từ phần mềm etabs dùng để tính toán và thiết kế cột cho khung trục Y3 của công trình.

Hình 6 20: Biểu đồ bao lực xoắn dầm chuyển trục Y3 (1).

Hình 6 21: Biểu đồ bao lực xoắn dầm chuyển trục Y3 (2).

Các hình 6.20 và 6.21 bên trên cho thấy kết quả nội lực cụ thể là biểu đồ bao moment xoắn của dầm chuyển khung trục Y3 được xuất ra từ phần mềm etabs.

GVHD: TS TRẦN MINH TÙNG 77 SVTH: LA HƯNG - 81900406

6.1.2 Kiểm tra điều kiện chuyển vị đỉnh của công trình

Hình 6 22: Chuyển vị ngang lớn nhất từng tầng của công trình.

Hình 6.22 bên trên là ở phần mềm etabs đã mô hình sự làm việc của công trình, mục đích của hình 6.22 là để xem giá trị chuyển vị ngang của khung trục Y3 trong mục story displacement từ đó dựa theo TCVN 5574:2018 để kiểm tra chuyển vị ngang cho phép đối với công trình nhiều tầng , Hình 6.22 cho thấy giá trị chuyển vị ngang lớn nhất ở tầng trên cùng là xấp xỉ 0.04(m). Điều kiện giới hạn chuyển vị ngang tại đỉnh công trình nhiều tầng:

(Bảng M.4 TCVN 5574:2018) Vậy công trình thỏa điều kiện ổn định tổng thể.

GVHD: TS TRẦN MINH TÙNG 78 SVTH: LA HƯNG - 81900406

Tính toán và bố trí cốt thép của cột khung trục Y3

Hình 6 23: Tên cột khung trục 3

Hình 6.23 bên trên cho thấy tên của các cột từ tầng 1 đến tầng 3 trong khung trục Y3 được đặt sẵn ở phần mềm etabs dùng để gọi tên của cột khi thiết kế thép cho các cột này Các cột trên có tiết diện 700x700 (mm)

6.2.1 Tính toán cốt thép dọc cho cột khung trục Y3

Tính cốt thép dọc cho cột C3 vị trí tầng 3 có tiết diện 700x700(mm) các cột khác tính tương tự.

Cột C3 vị trí tầng 3 của khung trục Y3 được tính toán như cấu kiện chịu nén lệch tâm phẳng Tính toán cốt thép đối xứng để dễ bố trí và thi công.

Nội lực tính toán của cột C3 vị trí tầng 3 sẽ được xác định tại hai vị trí nguy hiểm nhất là chân cột và đầu cột Tương ứng với 2 vị trị trên sẽ có 3 tổ hợp nội lực nguy hiểm tương ứng với các giá trị y y min max min

GVHD: TS TRẦN MINH TÙNG 79 SVTH: LA HƯNG - 81900406

Dưới đây là 3 tổ hợp nội lực nguy hiểm của cột C3 tầng 3:

Tổ hợp 2: M 3 max 1028.2(kNm); N tu 2384.8(kN)

3 tổ hợp trên đều bị gây ra bởi combo 18 (TT+0.9HT1+0.9GPX)

Chiều cao giới hạn vùng bê tông chịu nén R 0.49 tương ứng với thép CB500-V, bê tông B30 (Theo TCVN 5574:2018).

Tra bảng 19 TCVN 5574:2018 max bv 25 a d mm

Với: a bv là chiều dày lớp bê tông bảo vệ, d max là đường kính của thanh thép lớn nhất trong cột.

Giả sử khoảng cách từ trọng tâm cốt thép chịu lực đến mép ngoài lớp bê tông bảo vệa a ' 40 mm

Chiều cao làm việc của tiết diện: h 0  h a0.7 0.04 0.66( )  m

Khoảng cách giữa trọng tâm cốt thép chịu kéo/nén ít và cốt thép chịu nén:

Chiều dài tính toán của cột: L 0 H 0.8 5.5 4.4 ( )  m Độ mảnh của cột:

Vậy cho phép bỏ qua ảnh hưởng của uốn dọc, xem  1

Với n là hệ số kể đến ảnh hưởng của hiện tượng uốn dọc. Độ lệch tâm

GVHD: TS TRẦN MINH TÙNG 80 SVTH: LA HƯNG - 81900406 Độ lệch tâm gây ra do lực max 1,max

 N   Độ lệch tâm ngẫu nhiên: max( ; ;10 ) max(0.0092;0.023;0.001) 0.023( )

Với L là chiều dài và h là chiều cao tiết diện của cấu kiện. Độ lệch tâm tính toán đối với kết cấu siêu tĩnh: e 0 max( ; ) 0.4311( )e e 1 a  m

Khoảng cách từ điểm đặt lực dọc N đến trọng tâm cốt thép trọng tâm cốt thép chịu kéo/nén ít :

Xác định sơ bộ chiều cao vùng nén (cốt thép CB500-V) với

Nếu: 2 a x   1  R h 0 , lấy x x  1 ,  s '  R sc (Trường hợp nén lệch tâm lớn)

Diện tích cốt thép được tính theo công thức:

Nếu: x 1  R h 0 (Trường hợp nén lệch tâm bé)

Diện tích cốt thép được tính theo công thức:

Nếu x 1 2a ' (Trường hợp nén lệch tâm lớn)

Diện tích cốt thép được tính theo công thức:

GVHD: TS TRẦN MINH TÙNG 81 SVTH: LA HƯNG - 81900406 Đối với cột C3 tầng 3 đang tính thì 2 a  0.08  x 1  0.2   R h 0  0.3234 (Trường hợp nén lệch tâm lớn)

Vậy bố trí đối xứng và chọn thép dọc cho tầng 3 cột C3 là 8d25

Vì bố trí cốt thép đối xứng nên bố trí 4d25 cho vùng bê tông chịu nén A s ' và

4d25 cho vùng bê tông chịu nén hoặc kéo ít A s (đặt cốt thép tập trung trên cạnh nằm trên trục vuông góc với mặt phẳng uốn chính của cột) Tuy nhiên để thuận tiện, đơn giản hơn cho việc thi công và thiên về an toàn em sẽ tính toán cốt thép theo giả thuyết cột chịu nén lệch tâm phẳng, tính toán với giá trị moment theo phương lớn nhất và bố trí cốt thép như nhau cho cả 2 phương (bố trí đều theo chu vi cột) Vậy tổng hàm lượng cốt thép cột C3 là:

Kiểm tra tổng hàm lượng cốt thép: min max

 Vậy thỏa điều kiện yêu cầu về hàm lượng cốt thép trong cột.

GVHD: TS TRẦN MINH TÙNG 82 SVTH: LA HƯNG - 81900406 tầng3.

M max , |N tu| 160.6 3458.9 18 6.29 1 0.291 0.356 0.66 0.49 0.046 0.046 0.023 Không Có Không 0.29

|M min |, |N tu| 114.5 3531.6 18 6.29 1 0.297 0.342 0.66 0.49 0.032 0.032 0.023 Không Có Không 0.29

M max , |N tu| 206.5 3002.6 18 6.29 1 0.252 0.379 0.66 0.49 0.069 0.069 0.023 Không Có Không 0.25

|M min |, |N tu| 229.9 3075.3 18 6.29 1 0.258 0.385 0.66 0.49 0.075 0.075 0.023 Không Có Không 0.25

M max , |N tu| 1028.2 2384.8 18 6.29 1 0.200 0.741 0.66 0.49 0.431 0.431 0.023 Không Có Không 0.20

GVHD: TS TRẦN MINH TÙNG 83 SVTH:

|M min |, |N tu| 604.5 2457.5 18 6.29 1 0.207 0.556 0.66 0.49 0.246 0.246 0.023 Không Có Không 0.20

M max , |N tu| 234.5 9579.7 18 6.29 1 0.805 0.334 0.66 0.49 0.024 0.024 0.023 Không Không Có 0.80

|M min |, |N tu| 244.6 9643.1 18 6.29 1 0.810 0.335 0.66 0.49 0.025 0.025 0.023 Không Không Có 0.81

M max , |N tu| 366.9 8876.9 18 6.29 1 0.746 0.351 0.66 0.49 0.041 0.041 0.023 Không Không Có 0.74

|M min |, |N tu| 445.5 8940.3 18 6.29 1 0.751 0.360 0.66 0.49 0.050 0.050 0.023 Không Không Có 0.75

M max , |N tu| 699.5 8382.2 18 6.29 1 0.704 0.393 0.66 0.49 0.083 0.083 0.023 Không Không Có 0.70

|M min |, |N tu| 620.6 8454.9 18 6.29 1 0.710 0.383 0.66 0.49 0.073 0.073 0.023 Không Không Có 0.71

|N min |, |M tu| 1 C16 173.2 11306.4 1 6.29 1 0.950 0.333 0.66 0.49 0.023 0.015 0.023 Không Không Có 0.95 62.210

GVHD: TS TRẦN MINH TÙNG 84 SVTH: LA HƯNG - 81900406

M max , |N tu| 210.0 10927.1 16 6.29 1 0.918 0.333 0.66 0.49 0.023 0.019 0.023 Không Không Có 0.91

|M min |, |N tu| 172.6 9530.5 48 6.29 1 0.801 0.333 0.66 0.49 0.023 0.018 0.023 Không Không Có 0.80

M max , |N tu| 263.4 10179.4 16 6.29 1 0.855 0.336 0.66 0.49 0.026 0.026 0.023 Không Không Có 0.85

|M min |, |N tu| 188.4 10116.0 16 6.29 1 0.850 0.333 0.66 0.49 0.023 0.019 0.023 Không Không Có 0.85

M max , |N tu| 278.2 8256.2 32 6.29 1 0.694 0.344 0.66 0.49 0.034 0.034 0.023 Không Không Có 0.69

|M min |, |N tu| 282.8 9383.3 16 6.29 1 0.789 0.340 0.66 0.49 0.030 0.030 0.023 Không Không Có 0.78

M max , |N tu| 216.0 9540.2 50 6.29 1 0.802 0.333 0.66 0.49 0.023 0.023 0.023 Không Không Có 0.80

GVHD: TS TRẦN MINH TÙNG 85 SVTH: LA HƯNG - 81900406

|M min |, |N tu| 262.6 10908.4 18 6.29 1 0.917 0.334 0.66 0.49 0.024 0.024 0.023 Không Không Có 0.91

M max , |N tu| 225.6 8698.1 34 6.29 1 0.731 0.336 0.66 0.49 0.026 0.026 0.023 Không Không Có 0.73

|M min |, |N tu| 321.0 9983.3 18 6.29 1 0.839 0.342 0.66 0.49 0.032 0.032 0.023 Không Không Có 0.83

M max , |N tu| 267.4 9004.9 18 6.29 1 0.757 0.340 0.66 0.49 0.030 0.030 0.023 Không Không Có 0.75

|M min |, |N tu| 302.6 7862.6 34 6.29 1 0.661 0.348 0.66 0.49 0.038 0.038 0.023 Không Không Có 0.66

M max , |N tu| 101.2 9461.7 32 6.29 1 0.795 0.333 0.66 0.49 0.023 0.011 0.023 Không Không Có 0.79

|M min |, |N tu| 116.6 9489.5 48 6.29 1 0.797 0.333 0.66 0.49 0.023 0.012 0.023 Không Không Có 0.79

|N min |, |M tu| 2 42.6 9702.7 16 6.29 1 0.815 0.333 0.66 0.49 0.023 0.004 0.023 Không Không Có 0.81 29.145

GVHD: TS TRẦN MINH TÙNG 86 SVTH: LA HƯNG - 81900406

M max , |N tu| 172.4 8357.8 48 6.29 1 0.702 0.333 0.66 0.49 0.023 0.021 0.023 Không Không Có 0.70

|M min |, |N tu| 124.1 8367.4 32 6.29 1 0.703 0.333 0.66 0.49 0.023 0.015 0.023 Không Không Có 0.70

M max , |N tu| 280.8 7262.2 32 6.29 1 0.610 0.349 0.66 0.49 0.039 0.039 0.023 Không Không Có 0.61

|M min |, |N tu| 273.2 7198.8 32 6.29 1 0.605 0.348 0.66 0.49 0.038 0.038 0.023 Không Không Có 0.60

M max , |N tu| 193.4 2722.2 28 8.80 1 0.228 0.381 0.66 0.49 0.071 0.071 0.023 Không Có Không 0.22

|M min |, |N tu| 227.3 2765.4 44 8.80 1 0.232 0.392 0.66 0.49 0.082 0.082 0.023 Không Có Không 0.23

M max , |N tu| 318.4 1783.4 44 8.80 1 0.149 0.488 0.66 0.49 0.178 0.178 0.023 Không Có Không 0.15 -6.384

GVHD: TS TRẦN MINH TÙNG 87 SVTH: LA HƯNG - 81900406

|M min |, |N tu| 250.2 1839.9 28 8.80 1 0.154 0.446 0.66 0.49 0.136 0.136 0.023 Không Có Không 0.15

M max , |N tu| 389.5 840.0 28 8.80 1 0.071 0.773 0.66 0.49 0.464 0.464 0.023 Có Không Không 0.07

|M min |, |N tu| 319.8 882.2 44 8.80 1 0.074 0.673 0.66 0.49 0.363 0.363 0.023 Có Không Không 0.07

Bảng 6 2: Bảng tính toán diện tích cốt thép dọc cần thiết cho các cột khung trục Y3.

Cột (kích thước) h 0 (m) a=a' (m) b (m) h (m) L (m) L 0 (m) As=As'(cm 2 ) As-tt (cm 2 ) Bố trí Ast (cm 2 ) 

GVHD: TS TRẦN MINH TÙNG 88 SVTH: LA HƯNG - 81900406

Bảng 6 3: Bảng bố trí thép dọc cho cột khung trục Y3.

Bảng 6.3 là bảng bố trí cốt thép dọc và tính toán tổng hàm lượng cốt thép trong cột cho các cột khung trục Y3 dựa trên kết quả tính toán diện tích cốt thép cần thiết cho cột của bảng 6.2 bên trên.

GVHD: TS TRẦN MINH TÙNG 89 SVTH: LA HƯNG - 81900406

6.2.2 Tính toán và bố trí thép đai cho cột khung trục Y3

Tất cả cột của khung trục Y3 đều có chung tiết diện là 700x700(mm).

Khả năng chịu cắt của bê tông trong tất cả các cột của khung trục Y3: b,min b bt 0 3

Với +Rbt là cường độ chịu kéo của bê tông Rbt=1.15 (N/mm2) (B30).

+ Qbmin là khả năng chịu cắt của bê tông không có cốt đai.

Từ biểu đồ bao lực cắt có thể thấy tất cả cột ở các tầng của khung trục Y3 ngoại trừ cột C3 thì đều có lực cắt nhỏ hơn Qb,min 265.65(kN) có nghĩa là chỉ cần có mỗi bê tông trong cột đã có thể chịu được lực cắt và không cần đến cốt thép đai, cốt thép đai ta bố trí theo cấu tạo Vì vậy chỉ cần tính toán cốt đai cho cột C3, các cột khác bố trí cốt đai theo yêu cầu cấu tạo.

Lực cắt lớn nhất của cột C3 ở vị trí tầng 3: V max C 3  296.845( kN ) 265.65(  kN ) Đường kính cốt đai của cột C3:

0.25 max 0.25 32 8 8( ) dai doc dai d  d  d    mm Chon d  mm , số nhánh n=4 max d doc là cốt thép dọc lớn nhất trong cột là 32(mm).

-Khoảng cách tính toán giữa các cốt đai:

-Khoảng cách theo yêu cầu cấu tạo của cốt đai: (Vùng giữa cột) min max

-Khoảng cách theo yêu cầu cấu tạo của cốt đai: (Vùng 2 đầu cột gần nút khung đoạn H tan g / 6 5500 / 6 1000(  mm)

Tăng cường bố trí khoảng cách cốt đai vùng gần nút khung là: s0(mm)

GVHD: TS TRẦN MINH TÙNG 90 SVTH:

Vậy tất cả cốt đai vùng giữa cột bố trí theo yêu cầu cấu tạo d8a200, 4 nhánh; Vùng gần nút khung cách 2 đầu cột đoạn 1 mét bố trí d8a100, 4 nhánh.

6.3 Tính toán và bố trí cốt thép của dầm khung trục Y3

Hình 6 24: Tên và kích thước tiết diện các dầm khung trục Y3 phần bên tháp cao.

Hình 6.24 bên trên cho thấy tên của các dầm trong khung trục Y3 được đặt sẵn ở phần mềm etabs dùng để gọi tên của dầm khi thiết kế thép cho các dầm này

GVHD: TS TRẦN MINH TÙNG 91 SVTH: LA HƯNG - 81900406

Tính toán và bố trí cốt thép của dầm khung trục Y3

2 loại dầm có kích thước là 500x500(mm) và 300x500(mm)

6.3.1 Tính thép dọc cho dầm khung trục Y3

Tính thép dọc cho dầm B86 có tiết diện 700x700(mm) ở vị trí tầng 3 của khung trục

Y3, các dầm khác tính tương tự bằng bảng excel.

Dầm B86 có moment dương lớn nhất ở vị trí nhịp giữa dầm (3.95m) M max 440.2

Chọn c% (mm) và giả sử bố trí thép d20.

Với c là chiều dày lớp bê tông bảo vệ của dầm B86.

Vậy chọn 3d20+2d22 ( A s chon ,  17.03( cm 2 ) ) cho nhịp của dầm B86 vị trí tầng 3

Bố trí 3d20 chạy dài khắp thớ dưới của dầm B86, tại vị trí giữa nhịp dầm gia cường 2d22 dài

Vậy dầm B86 thỏa điều kiện hàm lượng cốt thép trong dầm.

GVHD: TS TRẦN MINH TÙNG 92 SVTH: LA HƯNG - 81900406

Tính toán và bố trí cốt thép dọc cho tất cả các dầm khung trục Y3:

Việc tính toán thép dọc cho tất cả các dầm khác của khung trục Y3 tương tự như tính toán thép dọc cho dầm B86 ở mục 6.3.1, nên bảng tính toán và bố trí cốt thép dọc cho tất cả các dầm khung trục Y3 được thể hiện ở Phụ lục 3 Mục 3.1

6.3.2 Tính thép đai cho dầm khung trục Y3

Tính cốt thép đai cho dầm B86 vị trí tầng 3 có tiết diện 700x700 (mm), các dầm khác tính tương tự bằng bảng excel.

Lực cắt lớn nhất của dầm B86 vị trí tầng 3: Q max 295.81(kN)

Khả năng chịu lực cắt của bê tông trong dầm B86 vị trí tầng 3:

Với +Rbt là cường độ chịu kéo của bê tông Rbt=1.15 (N/mm2) (B30).

+ Qbmin là khả năng chịu cắt của bê tông không có cốt đai.

Q max>Q b ,min nên phải bố trí cốt đai cho dầm B86 (chỉ có bê tông không thể chịu nổi lực cắt 295.81 kN nên cần thêm cốt thép đai).

Chọn cốt đai d8, số nhánh n=4.

-Khoảng cách tính toán giữa các cốt đai:

-Khoảng cách lớn nhất giữa các cốt đai:

-Khoảng cách theo yêu cầu cấu tạo của cốt đai:

GVHD: TS TRẦN MINH TÙNG 93 SVTH:

Vùng giữa nhịp dầm L/2=4.3mm:

Vậy bố trí cốt thép đai dầm B86 vị trí tầng 3 như sau: Đoạn L/4!50mm (vị trí gần 2 gối) bố trí cốt đai d8a200 (2 nhánh). Đoạn từ L/4 đến 3L/4 (vị trí giữa nhịp dầm) bố trí cốt đai theo yêu cầu cấu tạo d8a300 (2 nhánh).

Kiểm tra độ bền chịu cắt theo dải bê tông giữa các tiết diện nghiêng của dầm

B86 theo điều kiện: max b ,max b 1 b 0 0.3 17 700 660 2356200( ) 2356.2( )

Vậy Q max  295.81( kN )  Q b ,max  2356.2( kN )

Với +Qmax là lực cắt thiết kế.

+ b 1 0.3là hệ số xét đến đặc điểm trạng thái ứng suất của bê tông trên dải nghiêng.

Dưới đây là Bảng 6.5 là bảng tính cốt thép đai cho dầm khung trục Y3 được cắt từ file tính excel dùng để tính toán, bố trí cốt thép đai cần thiết cho các dầm khung trục Y3 Việc tính toán và bố trí cốt thép đai cho các dầm khác của khung trục Y3 tương tự như tính toán và bố trí cốt đai cho dầm B86 tầng 3.

Tính toán và bố trí cốt thép đai cho tất cả các dầm của khung trục Y3:

Việc tính toán thép đai cho tất cả các dầm khác của khung trục Y3 tương tự như tính toán thép đai cho dầm B86 ở mục 6.3.2, nên bảng tính toán và bố trí cốt thép đai cho tất cả các dầm của khung trục Y3 được thể hiện ở

6.3.3 Tính toán giật đứt ở những vị trí dầm phụ giao với dầm chính:

Khung trục Y3 chỉ có vị trí trực giao giữa dầm phụ và dầm chính ở các tầng

1,2,3,4 Vì vậy em chỉ sử dụng giá trị bước nhảy lực cắt ở biểu đồ bao lực cắt của

GVHD: TS TRẦN MINH TÙNG 94 SVTH: LA HƯNG - 81900406 các dầm chính ở tầng 1 (lớn nhất) để tính toán và bố trí cốt đai gia cường tại vị trí trực giao cho tất cả các tầng 1,2,3,4

Hình 6 25: Vị trí xảy ra hiện tượng giật đứt.

Sử dụng cốt treo dạng cốt đai để bố trí tại vị trí giao giữa dầm phụ và dầm chính để chống hiện tượng giật đứt, tính toán cốt treo bằng công thức sau:

Chọn n vòng đai ở 2 phía vị trí giao với dầm phụ (vậy mỗi bên 5 vòng đai), khoảng cách giữa các đai gia cường là aPmm.

+A s là tổng diện tích cốt treo trong dầm chính ở cả 2 phía 2 bên vị trí giao (mm2).

+d=8 là đường kính cốt thép treo (mm).

+P max là tổng lực tập trung gây giật đứt do dầm phụ truyền vào dầm chính (N) (Xác định lực này bằng cách xem bước nhảy lực cắt tại vị trí dầm phụ giao với dầm chính trong biểu đồ lực cắt của mô hình khung trục Y3 đã được mô hình bằng phần mềm

Khung trục Y3 có tất cả 10 vị trí giao giữa dầm phụ với dầm chính, lấy max 266.9( ) 266900( )

P  kN  N là giá trị lớn nhất để tính toán và bố trí cho cả 10 vị trí trên khung trục Y3.

+R s w 00 (N/mm2) là cường độ chịu kéo của thép đai đối với thép CB500V (tra ở TCVN 5574:2018).

+n là số vòng đai cần thiết ở cả 2 phía 2 bên vị trí giao.

GVHD: TS TRẦN MINH TÙNG 95 SVTH: LA HƯNG - 81900406

Tính toán và bố trí cốt thép cho vách cứng khung trục Y3

6.4.1 Tính toán và bố trí cốt thép dọc cho vách cứng ở trục X2 khung trục

Tính thép dọc cho vách cứng ở trục X2 vị trí tầng 4 có cao độ từ +16550 đến

+19950 bằng phương pháp giả thiết vùng biên chịu mô men, các vách cứng khác tính tương tự như vách này bằng bảng excel.

Vách cứng này có bề dày t w 300(mm), chiều dài L 00(mm).

Chọn kích thước vùng biên bên trái và vùng biên bên phải

3 cặp nội lực nguy hiểm nhất với giá trị nội lực lớn nhất của vách cứng ở trục

X2 vị trí tầng 4 này là: min max min min

Tính toán cho tổ hợp 1 và 3:

Tính toán lực kéo hoặc nén gây ra cho vùng biên trái và phải:

Vậy vùng biên trái chịu nén.

P P lần lượt là lực kéo hoặc nén gây ra cho biên trái và biên phải (kN).

A A lần lượt là diện tích mặt cắt của vùng biên trái và vùng biên phải.

A là diện tích mặt cắt của cả vách.

Vậy vùng biên phải cũng chịu nén.

GVHD: TS TRẦN MINH TÙNG 96 SVTH: LA HƯNG - 81900406

Vì lực trong vùng biên trái lớn hơn nên tính toán cốt thép cho vùng biên trái để bố trí cho cả 2 bên của vách:

Với f c ' là cường độ của bê tông B30, f y là giới hạn chảy cốt thép CB500V,  c là hệ số giảm độ bền khi chịu nén.

Tính toán cho tổ hợp 2:

Tính toán lực kéo hoặc nén gây ra cho vùng biên trái và phải:

Vậy vùng biên trái chịu nén.

P P lần lượt là lực kéo hoặc nén gây ra cho biên trái và biên phải (kN).

A A lần lượt là diện tích mặt cắt của vùng biên trái và vùng biên phải.

A là diện tích mặt cắt của cả vách.

Vậy vùng biên phải cũng chịu nén.

Vì lực trong vùng biên trái lớn hơn nên tính toán cốt thép cho vùng biên trái để bố trí cho cả 2 bên của vách:

GVHD: TS TRẦN MINH TÙNG 97 SVTH: LA HƯNG - 81900406

Vì giá trị diện tích cốt thép dọc tính toán với tổ hợp 1 và 3 có giá trị lớn hơn khi tính toán với tổ hợp 2 (58.4>56.9 cm2) nên sẽ lấy giá trị lớn hơn để bố trí cốt thép dọc cho toàn bộ 2 vùng biên của vách.

Vậy chọn 12d25 cho mỗi vùng biên của vách với AstX.9 (cm2)

Tính toán cốt thép cho phần giữa vách:

Vì vùng biên chịu hết moment và 1 phần của lực dọc rồi nên vùng giữa vách sẽ chịu toàn bộ phần còn lại của lực dọc có giá trị là:

Với: Lg là chiều dài phần giữa vách (m)

Cốt thép cần thiết cho phần giữa vách chịu lực nén là:

Với Ag là diện tích mắt cắt phần giữa vách.

Vậy chọn 18d25 cho phần giữa vách với Ast.3 (cm2)

Tổng hàm lượng cốt thép trong cả vách là: max

Vậy thỏa điều kiện về hàm lượng cốt thép.

Vậy bố trí thép dọc cho vách cứng ở trục X2 phần biên vách bố trí 12d25

(1 bên vùng biên vách), phần giữa vách bố trí 18d25.

6.4.2 Tính toán và bố trí cốt thép dọc cho tất cả các vách cứng khác của khung trục Y3 (phần bên tháp cao)

Việc tính toán thép dọc cho tất cả các vách cứng khác của khung trục Y3 (phần bên tháp cao) tương tự như tính toán thép dọc cho vách cứng ở trục X2 đã được trình bày chi tiết ở mục 6.4.1, nên bảng excel tính toán và bố trí cốt thép dọc cho tất cả các vách cứng của khung trục Y3 (phần bên tháp cao) được thể hiện ở Phụ lục 3 Mục 3.3

GVHD: TS TRẦN MINH TÙNG 98 SVTH: LA HƯNG - 81900406

6.4.3 Tính toán và bố trí cốt thép đai cho các vách cứng khung trục Y3 (phần bên tháp cao)

Em tính toán cốt thép đai cho vách cứng tương tự như đối với cấu kiện dầm chịu cắt theo trường hợp lực cắt đặt tập trung ở 2 đầu chiều cao thông thủy của vách Lúc đó hình chiếu tiết diện nghiêng nguy hiểm C 0 lấy bằng chiều cao thông thủy của vách Vậy

C  m đối với vách cứng trục Y3 từ tầng 4 đến tầng 13 C 0  5.5( ) m đối với vách cứng trục Y3 ở tầng 14 C 0  5( ) m đối với vách cứng trục Y3 ở tầng 15

Khi dầm chịu tải tập trung cần tính với tất cả tiết diện nghiêng xuất phát từ gối tựa (tại các cốt sàn) nhưng không vượt quá tiết diện có moment lớn nhất Với bài toán thiết kế kết cấu vách phẳng chỉ tính tiết diện nghiêng có hình chiếu C 1  C 0 có lực cắt Q.

Tính toán vách cứng tầng 4, vị trí trục X2 có kích thước 300x2000.

Lực cắt chịu bởi bê tông trong tiết diện nghiêng:

Hệ số  b 2 2 ứng với bê tông nặng.

Hệ số   f 0 do chỉ xét tiết diện chữ nhật.

Hệ số  n xét đến ảnh hưởng của lực dọc nén N, xác định theo:

  Giá trị của (1+ f + n ) không lấy vượt quá 1.5 vậy (1+ f + n )=1.5

Hệ số  b 3 0.6 ứng với bê tông nặng.

Q01.5(kN) là lực cắt lớn nhất từ phần mềm etabs tại vị trí phần trên của vách cứng tầng 4 trục X2 tương ứng với tổ hợp TH18.

GVHD: TS TRẦN MINH TÙNG 89 SVTH:

 Vậy tính lực trong thanh cốt thép ngang trên một đơn vị chiều dài cấu kiện theo công thức: w 01

Tính toán cốt thép ngang phân bố trên một đơn vị chiều cao vách theo công thức:

Với: R s w  300000( kN m / 2 )đối với thép CB500V.

Vậy chọn cốt thép ngang có đường kính d16 có diện tích 1 thanh là:

    cho vách cứng vị trí tầng 4 trục X2.

=> Vậy bố trí cốt thép ngang d16a200 cho vách cứng vị trí tầng 4 của trục X2 thì đủ khả năng chịu lực cắt. Đồng thời khoảng cách cốt thép ngang phải thỏa điều kiện cấu tạo cho cấu kiện chịu cắt:

  Vậy chọn khoảng cách cốt thép đai s 0 (mm) thì thỏa điều kiện cấu tạo Và:

Với  b 4 1.5 ứng với bê tông nặng Vậy bố trí cốt đai d16a200 thỏa cấu tạo.

Khung trục Y3 có tổng cộng 4 vách cứng (từ tầng 4-15) ở 4 vị trí trục X2, X3, X4, X5 Trong đó vị trí vách cứng có lực cắt lớn nhất là vách cứng vị trí tầng 4 trục X2

(Qmax= 1701.5 kN) đã tính toán bên trên và bố trí cốt thép ngang d16a200 Tất cả vị trí còn lại trong 4 vách cứng có lực cắt lớn nhất Qmax = 733.6 (kN) ở vị trí vách cứng tầng

Vách cứng tầng 4 trục X5 có tiết diện 300x1800.

Hệ số  n xét đến ảnh hưởng của lực dọc nén N, xác định theo:

GVHD: TS TRẦN MINH TÙNG 90 SVTH: LA HƯNG - 81900406

Giá trị của (1+ f + n ) không lấy vượt quá 1.5 vậy (1+ f + n )=1.5

Lực cắt chịu bởi bê tông trong tiết diện nghiêng là:

Hệ số  b 2 2 ứng với bê tông nặng.

Hệ số   f 0 do chỉ xét tiết diện chữ nhật.

=>Vậy bê tông đã đủ chịu lực cắt, nên cốt thép ngang chỉ cần bố trí theo cấu tạo.

=>Vì vị trí này có lực cắt lớn nhất và bố trí cấu tạo nên những vị trí khác cũng bố trí cốt thép ngang theo cấu tạo.

=>Cốt thép ngang của vách cứng bố trí theo cấu tạo nhưng vẫn đảm bảo đường kính cốt thép ngang nhỏ nhất phải bằng 1/3 lần đường kính cốt thép dọc vì vách cứng là cấu kiện chịu nén nếu bố trí cốt thép ngang quá ít so với cốt thép dọc khi vách chịu lực nén sẽ có hiện tượng bung cốt thép ngang từ đó làm giảm khả năng chịu lực của vách (Chi tiết bố trí cốt thép ngang vách cứng xem bản vẽ khung trục Y3) Cốt thép ngang của vách cứng ở vùng biên vách bố trí với khoảng cách cốt thép ngang s0 (mm).

GVHD: TS TRẦN MINH TÙNG 91 SVTH: LA HƯNG - 81900406

GVHD: TS TRẦN MINH TÙNG 92 SVTH: LA HƯNG - 81900406

ĐỊA CHẤT CÔNG TRÌNH

Điều kiện địa chất công trình

Hình 7 1: Mặt cắt địa chất tại nơi xây dựng công trình.

Hình 7.1 là hình mặt cắt địa chất tại nơi xây dựng công trình dựa vào hồ sơ khảo sát địa chất, hình này cho thấy tên, màu và trạng thái của các lớp đất và độ sâu tương ứng với từng lớp đất đó

Căn cứ vào kết quả khảo sát hiện trường và kết quả thí nghiệm trong phòng, địa tầng tại công trình, có thể chia làm các lớp đất chính như sau:

Mực nước ngầm nằm ở độ sâu -1.5 mét.

1- Lớp k (dày 3.5m): Lớp san lấp (Bê tông, cát, sạn sỏi).Độ sâu 0 đến 3.5m

2- Lớp 1 (dày 27.5m): Bùn sét, màu xám đen – xám xanh, trạng thái chảy – dẻo chảy.độ sâu từ 3.5m đến 31m

GVHD: TS TRẦN MINH TÙNG 93 SVTH: LA HƯNG - 81900406

3- Lớp 2 (dày 18.2): Cát, màu xám đen – xám vàng – nâu hồng độ sâu 31m đến 49.2m. 4- Lớp 3 (dày 10.8m): Sét, màu nâu vàng – nâu hồng – xám trắng, trạng thái cứng.độ sâu 49.2m đến 60m.

7.4.1 Chỉ tiêu của các lớp đất như sau:

Lớp 1: Bùn sét, màu xàm đen – xám xanh, trạng thái chảy – dẻo chảy

Chỉ tiêu cơ lý của lớp đất này như sau:

+ Dung trọng ướt (dung trọng tự nhiên) ( /g cm 3 ): 1.5

+ Dung trọng đẩy nổi  dn ( / g cm 3 ): 0.53

Nhận xét: Là lớp bùn sét, màu xám đen – xám xanh, trạng thái chảy – dẻo chảy

Xuất hiện ở cả 2 hố khoan từ độ sâu 3.5m đến 31m.

Lớp 2: Cát, màu xàm đen – xám vàng – nâu hồng

Chỉ tiêu cơ lý của lớp đất này như sau:

GVHD: TS TRẦN MINH TÙNG 94 SVTH: LA HƯNG - 81900406

+ Dung trọng ướt (dung trọng tự nhiên) ( /g cm 3 ): 1.98

+ Dung trọng đẩy nổi  dn ( / g cm 3 ): 1.04

Nhận xét: Là lớp cát pha, màu xám đen – xám vàng – nâu hồng Xuất hiện ở cả 2 hố khoan từ độ sâu 31m đến 49.2m.

Lớp 3: Sét, màu nâu vàng – nâu hồng – xám trắng, trạng thái cứng

Chỉ tiêu cơ lý của lớp đất này như sau:

+ Dung trọng ướt (dung trọng tự nhiên) ( /g cm 3 ): 2.09

GVHD: TS TRẦN MINH TÙNG 95 SVTH: LA HƯNG - 81900406

+ Dung trọng đẩy nổi  dn ( / g cm 3 ): 1.12

Nhận xét: Là lớp sét, màu nâu vàng – nâu hồng – xám trắng, trạng thái cứng

Xuất hiện ở cả 2 hố khoan từ độ sâu 49.2m đến 60m.

7.4.2 Thống kê số liệu địa chất

7.4.1 Thống kê các đặc trưng  , B, W, W L W P của lớp đất 1

Hình 7.2 cho biết các bước thống kê địa chất cho các đặc trưng , B, W, W L W P của lớp đất 1 Các đặc trưng khác như lực dính c và góc ma sát trong phi không dùng phương pháp trung bình cộng này mà dùng phương pháp bình phương bé nhất.

GVHD: TS TRẦN MINH TÙNG 96 SVTH: LA HƯNG - 81900406

Hình 7.2: Các bước thống kê các đặc trưng địa chất , B, W, W L W P

Bảng 7 1: Bảng thống kê số liệu dung trọng của lớp đất 1.

Bảng 7.1 là bảng thống kê số liệu của dung trọng tự nhiên, dung trọng khô và dung trọng đẩy nổi của lớp đất 1 được lấy từ 27 mẫu đất từ 2 hố khoan là HK1 và HK2 Sau khi thống kê số liệu thì loại mẫu đất thứ 13, từ đó có Bảng 7.2 là bảng thống kê lại số liệu dung trọng của lớp đất 1 sau khi loại bỏ mẫu 13.

Bảng 7 2: Bảng thống kê số liệu dung trọng của lớp đất 1 sau khi loại mẫu.

GVHD: TS TRẦN MINH TÙNG 97 SVTH: LA HƯNG - 81900406

Bảng 7 3: : Bảng thống kê số liệu hệ số rỗng, giới hạn chảy, độ ẩm của lớp đất 1.

Bảng 7.3 là bảng thống kê số liệu của hệ số rỗng, giới hạn chảy và độ ẩm của lớp đất 1 được lấy từ 27 mẫu đất từ 2 hố khoan là HK1 và HK2 Sau khi thống kê số liệu thì không loại mẫu nào.

Bảng 7 4: Bảng thống kê số liệu giới hạn dẻo, độ sệt của lớp đất 1.

GVHD: TS TRẦN MINH TÙNG 98 SVTH: LA HƯNG - 81900406

Bảng 7.4 là bảng thống kê số liệu của giới hạn dẻo và độ sệt của lớp đất 1 được lấy từ 27 mẫu đất từ 2 hố khoan là HK1 và HK2 Sau khi thống kê số liệu độ sệt thì loại mẫu đất thứ 4, từ đó có bảng thống kê số liệu độ sệt sau khi loại mẫu còn lại 26 mẫu

7.4.2 Thống kê các đặc trưng c và  của lớp đất 1

Bảng 7.5 là bảng thống kê số liệu của chỉ số  và bằng thí nghiệm cắt trực tiếp từ đó xác định lực dính c và góc ma sát trong của lớp đất 1 được lấy từ 27 mẫu đất từ 2 hố khoan là HK1 và HK2.

7.4.3 Trình bày tóm tắt chỉ tiêu cơ lý của các lớp đất:

Các chỉ tiêu cơ lý của đất thu được từ các thí nghiệm của lớp đất thứ 2 và lớp đất thứ 3 thống kê số liệu tương tự như thống kê số liệu của lớp đất 1 đã được trình bày ở mục 7.4.3, từ đó em có bảng tóm tắt chỉ tiêu cơ lý của từng lớp đất như sau:

Chỉ tiêu Lớp đất 1 Lớp đất 2 Lớp đất 3

GVHD: TS TRẦN MINH TÙNG 99 SVTH: LA HƯNG - 81900406

Bảng 7 5: Bảng thống kê chỉ số  và  theo 3 cấp áp lực và xác định c và phi của lớp

Tỷ trọng  (kN/m3) 25.6 26.09 26.78 Độ bão hòa G (%) 94 84 90 Độ rỗng n (%) 67 37 35

Chỉ số dẻo I L 1.2 - -0.12 Độ sệt B 1.213 - -0.12

Bảng 7 6: Bảng tóm tắt chỉ tiêu cơ lý từng lớp đất.

Bảng 7.6 là bảng tóm tắt chỉ tiêu cơ lý của từng lớp đất dựa trên số liệu khảo sát địa chất từ hồ sơ địa chất sau đó thống kê số liệu địa chất và loại các mẫu có sai số lớn từ đó tìm ra được số liệu chính xác hơn của các chỉ tiêu cơ lý của các lớp đất, Bảng này dùng để cung cấp các số liệu cần thiết cho quá trình thiết kế các phương án móng cho công trình này.

GVHD: TS TRẦN MINH TÙNG 100 SVTH: LA HƯNG - 81900406

THIẾT KẾ PHƯƠNG ÁN MÓNG CỌC ÉP KHUNG TRỤC Y3

Các loại tải trọng dùng để tính toán

Móng công trình được tính toán theo giá trị nội lực nguy hiểm nhất truyền xuống chân cột, bao gồm:

GVHD: TS TRẦN MINH TÙNG 101 SVTH: LA HƯNG - 81900406

MẶT B ?NG MĨNG C?C ÉP KHUNG TR?C Y3

Hình 8 1: Mặt bằng móng cọc ép khung trục Y3.

Tổ hợp nội lực 1: |N|max, |Mx|tương ứng, |My|tương ứng, |Qx|tương ứng, |Qy|tương ứng.

Tổ hợp nội lực 2: |N|tương ứng, |Mx|max, |My|tương ứng, |Qx|tương ứng, |Qy|tương ứng.

Tổ hợp nội lực 3: |N|tương ứng, |Mx|tương ứng, |My|max, |Qx|tương ứng, |Qy|tương ứng.

Em sẽ tính toán theo tổ hợp nội lực 1 sau đó kiểm tra với tổ hợp còn lại.

Tải trọng tính toán được sử dụng để tính móng theo trạng thái giới hạn I

Hình 8 2: Phân chia các chân cột có tải trọng truyền xuống gần bằng nhau.

GVHD: TS TRẦN MINH TÙNG 102 SVTH: LA HƯNG - 81900406

Hình 8.2 được cắt ra từ etabs, hình 8.1 có ý nghĩa là sau khi xem xét phản lực tại từng chân cột của khung trục Y3 và vị trí của từng cột em đã phân chia ra các móng và đặt tên cho từng loại móng của khung trục Y3.

Móng Tổ hợp Chân cột N (kN) Mx

My (kNm) Qx (kN) Qy (kN)

Nmax; Mx,y-tư; Qx,y-tư Trục X1

Ntư; Mx-max; My-tư; Qx-tư; Qy-tư Trục X1

Ntư; Mx-tư; My-max; Qx-tư; Qy-tư Trục X1

Nmax; Mx,y-tư; Qx,y-tư Trục X3

Ntư; Mx-max; My-tư; Qx-tư; Qy-tư Trục X3

Ntư; Mx-tư; My-max; Qx-tư; Qy-tư Trục X3

Nmax; Mx,y-tư; Qx,y-tư Trục X5 12326 -3.3 -37.4 14.1 19 Ntư; Mx-max; My-tư; Qx-tư; Qy-tư Trục X5 10178.4 -97.2 -2.7 12.1 207.8 Ntư; Mx-tư; My-max; Qx-tư; Qy-tư Trục X5 10009.2 0.9 81.4 261.6 27.4

Nmax; Mx,y-tư; Qx,y-tư Trục X7,8 5839.5 0.8 -34.8 -134.7 11.1 Ntư; Mx-max; My-tư; Qx-tư; Qy-tư Trục X7,8 4679.5 94.6 -24.4 -98.9 -187 Ntư; Mx-tư; My-max; Qx-tư; Qy-tư Trục X7,8 4677.7 -0.9 113.3 170.3 15.2

Nmax; Mx,y-tư; Qx,y-tư Trục X10 9794.1 2.3 -25.4 -173.2 0.3 Ntư; Mx-max; My-tư; Qx-tư; Qy-tư Trục X10 8147.8 -83.9 -24.2 -128.8 188.5 Ntư; Mx-tư; My-max; Qx-tư; Qy-tư Trục X10 8140.2 2.3 -96.7 -372.4 14.8

Nmax; Mx,y-tư; Qx,y-tư Trục X11

Ntư; Mx-max; My-tư; Qx-tư; Qy-tư Trục X11

Ntư; Mx-tư; My-max; Qx-tư; Qy-tư Trục X11

Nmax; Mx,y-tư; Qx,y-tư Trục X13

Ntư; Mx-max; My-tư; Qx-tư; Qy-tư Trục X13

Ntư; Mx-tư; My-max; Qx-tư; Qy-tư Trục X13

GVHD: TS TRẦN MINH TÙNG 103 SVTH: LA HƯNG - 81900406

Bảng 8 1: Bảng các thành phần phản lực của các móng khung trục Y3.

Bảng 8.1 dựa trên bảng excel được xuất ra từ phần mềm etabs phân tích phản lực của các móng trong khung trục Y3 dùng để thiết kế móng với các tổ hợp nội lực nguy hiểm nhất.

Tải trọng tiêu chuẩn dùng để tính toán móng theo trạng thái giới hạn thứ II Tải trọng lên móng đã xác định là tải trọng tính toán vì trong phần mềm Etabs em gán tải trọng tính toán tác dụng lên công trình Muốn có tải trọng tiêu chuẩn thì phải sửa tải trọng thành tải tiêu chuẩn hoặc phải tạo thêm tổ hợp nội lực tiêu chuẩn Tuy nhiên, để đơn giản quá trình tính toán thì quy phạm cho phép dùng hệ số vượt tải trung bình là n=1.15.

Thiết kế móng M2

8.2.1 Chọn sơ bộ chiều cao đài cọc và chiều dài cọc cho móng M2

Giả định kích thước đài cọc: chiều dài Lm= 8.3 mét, chiều rộng Bm= 4.3 mét và bề dày đài cọc là hm=1.6 mét.

Dời lực về tâm hình học G của đáy móng M2: tt tt

N G   N 007.6+12200.6= 24208.2 (kN) Để dời momen về tâm G thì qui ước chiều quay ngược chiều kim đồng hồ là dấu +

12007.6 1.55 12200.6 1.55 49.7 67.5 1.1 ( 332.2 434.2) 131.5( ) tt tt tt tt tt tt tt yG y y f m x x

12007.6 1.55 12200.6 1.55 11.7 9.4 1.1 ( 59.2 44.3) 433.3( ) tt tt tt tt tt tt tt xG x x f d y y

Với x1 và x2 là cánh tay đòn của lực dọc (khoảng cách từ điểm đặt lực dọc ở cột đến trọng tâm G của đài cọc).

Chiều sâu chôn móng cần thỏa điều kiện:

GVHD: TS TRẦN MINH TÙNG 104 SVTH: LA HƯNG - 81900406 min1 min 2

 min max( min1 ; min 2 ) max(2;2.9) 2.9( ) h  h h   m

=>Vậy chọn chiều sâu chôn móng: Df=2 (m)

Chọn cọc bê tông cốt thép ly tâm dự ứng lực (cọc PHC loại A) có đường kính D`0 (mm) chiều dày thành t0 (mm), thiết kế cọc gồm 4 đoạn cọc 3 đoạn cọc mỗi đoạn dài 12 mét và 1 đoạn cọc dài 6 mét vậy chiều dài cọc là L coc 12 3 6 42( )   m Vậy mũi cọc cắm sâu vào lớp đất 2 (Cát pha màu xám đen – xám vàng – nâu hồng) một đoạn 10.9 mét, không kể phần cọc ngàm vào đài (Chiều sâu mũi cọc tính từ mặt đất là 2+42-0.1C.9(m) Đoạn bê tông ngàm vào đài 100mm (Dựa vào mục 8.8 TCXD

8.2.2 Tính sức chịu tải cọc theo vật liệu:

Dựa vào catalogue của nhà sản xuất cọc bê tông ly tâm dự ứng lực công ty Phan

Vũ cung cấp có thông số kỹ thuật của cọc bê tông cốt thép ly tâm dự ứng lực với đường kính D600 (Cọc PHC loại A) như sau:

Khả năng chịu tải dọc trục tiêu chuẩn: Q vl nganhan  6280(kN)

Khả năng chịu tải dọc trục tiêu chuẩn: Q vl daihan   3140( kN ) (Dài hạn).

Moment uốn tiêu chuẩn: M= 166.8 (kNm) (Uốn nứt).

Moment uốn tiêu chuẩn: M= 250.2 (kNm) (Phá hủy).

8.2.3 Tính sức chịu tải theo đất nền:

Phương pháp tính sức chịu tải đất nền theo chỉ tiêu cơ lý – phương pháp tra bảng:

GVHD: TS TRẦN MINH TÙNG 105 SVTH: LA HƯNG - 81900406

+ m=1 đối với cọc đóng hoặc ép.

+  cq , cf lần lượt là hệ số điều kiện làm việc của đất khi tính toán sức kháng của đất dưới mũi cọc và trên thân cọc, phụ thuộc vào phương pháp thi công và loại đất cọc đi qua (tra bảng theo bảng số 4 trang 27, TCVN 10304-2014).

+ l i là chiều dài đoạn cọc đi qua phân lớp i, khi phân chia chọn phân lớp nhỏ hơn hoặc bằng 2m.

: lực ma sát đơn vị giữa đất và cọc của lớp thứ I (Tra bảng 3 trang 25 TCVN 10304-

2014, dựa trên chiều sâu trung bình của phân lớp đang xét zi-tb và loại đất trong phân lớp đó).

+ q p : sức kháng mũi cọc đơn vị (Tra bảng 2 trang 24 TCVN 10304-2014).

+ Ap=(3.14x0.6x0.6)/4=0.283 (m 2 ) là diện tích mặt cắt ngang mũi cọc.

Với chiều sâu mũi cọc lớn hơn 35 mét, Lớp 2 là đất cát pha hạt vừa tra bảng có:

Lớp đất 1 là đất sét, phương pháp thi công là hạ cọc bằng phương pháp ép cọc với loại đất dính có chỉ số sệt IL>0.5, tra bảng có:  cf 1

Lớp đất 2 là đất cát pha hạt vừa, phương pháp thi công là hạ cọc bằng phương pháp ép cọc có:  cq 1.1, cf 1

Lớp Phân lớp zi-tb (m) li (m) fsi (kPa) ycf u(m) Qsi (kN)

GVHD: TS TRẦN MINH TÙNG 106 SVTH: LA HƯNG - 81900406

Bảng 8 2: Bảng tính lực kháng ma sát giữa cọc với từng phần lớp đất.

Bảng 8.2 là bảng tính lực kháng ma sát giữa cọc với từng phân lớp đất đã phân chia như sau: Lớp đất 1 phân chia thành 15 phân lớp với bề dày 14 phân lớp là 2 mét, phân lớp cuối cùng có bề dày 1 mét; lớp đất 2 phân chia thành 6 phần lớp với bề dày 5 phân lớp đầu là 2 mét phân lớp cuối cùng là 1.9 mét Với: Chiều sâu trung bình zi-tb là khoảng cách tính từ mặt đất tự nhiên đến giữa phân lớp đang xét Hệ số fsi tra bảng 3 trang 25 TCVN 10304:2014 phụ thuộc vào loại đất và chiều sâu trung bình zi-tb đã tính.

Q tc       kN Vậy chọn chiều sâu chôn móng: Df=2 (m) thì thỏa điều kiện về chịu sâu chôn móng đủ sâu để chịu lực xô ngang.

8.2.6 Kiểm tra tải trọng tác dụng lên đầu cọc móng M2

Tải trọng tác dụng lên đầu cọc của móng M2 được tính theo công thức sau:

1 1 tt tt tt yG i tt G xG i i n n c i i i i

Lực dọc dời lực từ chân cột xuống đầu cọc:

GVHD: TS TRẦN MINH TÙNG 110 SVTH: LA HƯNG - 81900406

Moment quay quanh trục Y dời lực từ mặt trên đài móng xuống đầu cọc:

131.5 1.6 ( 332.2 434.2) 31.7( ) tt tt tt y yG xG m

Moment quay quanh trục X dời lực từ mặt trên đài móng xuống đầu cọc:

433.3 1.6 ( 59.2 44.3) 599( ) tt tt tt x xG yG m

Tải trọng tác dụng lên đầu cọc số 1:

Sau khi kiểm tra với cái tổ hợp nội lực khác thì tải trọng tác dụng lên đầu cọc đối với tổ hợp nội lực 1 (Nmax; Mtul; Qtu) là tổ hợp cho giá trị phản lực đầu cọc lớn nhất Vậy phản lực đầu cọc của các cọc khác tính tương tự như cọc số 1 với tổ hợp nội lực 1 bằng bảng sau đây:

Bảng 8 3: Bảng tính tải trọng tác dụng lên đầu cọc.

Bảng 8.3 cho thấy tải trọng tác dụng lên từng cọc trong móng M2 Khi tính toán ta sẽ lấy giá trị tuyệt đối của moment để tính, nhưng tùy theo chiều quay của moment để xem cọc đang xét chịu nén hay chịu kéo, nếu chịu nén là dấu cộng (+) còn chịu kéo là dấu trừ (-).

GVHD: TS TRẦN MINH TÙNG 111 SVTH: LA HƯNG - 81900406

Tất cả cọc nằm dưới mực nước ngầm nên tính với γBTCT %-10kN/m 3

Từ bảng 8.3 có max 10 11 min 5

1880( ) 1802( ) tt tt tt tt tt

Kiểm tra điều kiện phản lực đầu cọc: max min

1802 196 1606( ) 0 tt tt nen coc a tt tt nho coc a

Vậy sau khi kiểm tra phản lực đầu cọc thì thỏa điều kiện

Kiểm tra điều kiện kinh tế:

Thỏa điều kiện kinh tế.

8.2.7 Kiểm tra hiệu ứng nhóm cọc trong đài cọc móng M2

Kiểm tra điều kiện này khi khoảng cách của các cọc nhỏ hơn 6D Điều kiện: Q n hom    n Q c a tk N G tt

Trong đó: n c :là số cọc

 là hệ số nhóm (Các cọc càng gần nhau giá trị càng nhỏ) s: là khoảng cách nhỏ nhất giữa 2 tâm cọc trong một đài cọc

D: là đường kính cọc m: là số hàng cọc n: là số cọc nhiều nhất trong hàng (Càng nhiều cọc trong một hàng thì càng nhỏ)

GVHD: TS TRẦN MINH TÙNG 112 SVTH: LA HƯNG - 81900406 Điều kiện: Q n hom    n Q c a tk 0.83 14 2093 24321(   kN)N G tt 24280(kN)

Vậy thỏa điều kiện khoảng cách cọc trong nhóm cọc

Kiểm tra điều kiện kinh tế: hom 24321 24280

Vậy thỏa điều kiện kinh tế.

8.2.8 Xác định kích thước khối móng quy ước của móng M2

Hình 8 4: Khối móng quy ước.

Hình 8.4 là hình khối móng quy ước của móng M2 cho thấy các kích thước cơ bản của khối móng quy ước là H khối móng= H M là chiều cao của khối móng quy ước,

L khối móng là chiều dài của khối móng quy ước, Ltb là chiều dài cọc.

GVHD: TS TRẦN MINH TÙNG 113 SVTH: LA HƯNG - 81900406

8.2.9 Xác định tải trọng tác dụng lên đáy khối móng quy ước và kiểm tra ổn định đất nền dưới đáy khối móng quy ước của móng M2:

Dời lực về tâm đáy khối móng quy ước của móng M2: tc tc tc

N N N Với N m tc là trọng lượng bản thân của đất, móng.

Với: N m tc N 1 tc N 2 tc N 3 tc

N F h tải trọng các lớp đất

Tính ứng suất dưới đáy khối móng quy ước bằng tổ hợp nội lực 1 (Nmax; Mtu; Qtu) là tổ hợp nội lực cho giá trị ứng suất dưới đáy khối móng quy ước lớn nhất:

GVHD: TS TRẦN MINH TÙNG 114 SVTH: LA HƯNG - 81900406

672 7.05 11.05 11.05 7.05 tc tc tc tc My Mx tb

+ A,B,D tra theo của đất nền dưới đáy khối móng quy ước (Bảng 14 TCVN

+   452 (kN/m3): là dung trọng có hiệu của đất nền dưới đáy khối móng quy ước +   ' =5.366 (kN/m3): là dung trọng có hiệu của đất nền bên trên khối móng quy ước

+ c  =5.786 (kPa): là lực dính đơn vị của đất nền dưới đáy khối móng quy ước.

+ Các đặc trưng tính toán được lấy trực tiếp từ các thí nghiệm ⇒ ktc = 1

+ Lớp đất dưới đáy khối móng quy ước là lớp đất 2 (Cát pha) và công trình có

GVHD: TS TRẦN MINH TÙNG 115 SVTH: LA HƯNG - 81900406 Điều kiện: max min

Vậy thỏa điều kiện ổn định đất nền dưới đáy khối móng quy ước.

8.2.10 Kiểm tra độ lún móng M2

Kiểm tra độ lún cho móng M2 bằng phương pháp tổng phân tố:

Chia lớp đất thành các phân lớp có bề dày

Công thức tính lún dựa trên kết quả thí nghiệm nén đất trong phòng:

Có áp lực gây lún:

+ e e 1 i ; 2 i là hệ số rỗng của đất tương ứng với từng cấp áp lực P (kPa) khi thực hiện thí nghiệm nén đất, e 1i được nội suy khi biết

 là lực nén trung bình do trọng lượng bản thân của đất (kPa) giữa điểm đầu và điểm cuối trong phân lớp đang xét ví dụ xét phân lớp giữa điểm A và B, e 2i được nội suy khi biết

  là lực nén trung bình do trọng lượng bản thân của đất và cả trọng lượng của công trình(kPa) giữa điểm đầu và điểm cuối ở phân lớp đang xét.

+   z tb  là ứng suất gây lún trung bình do tải của công trình truyền xuống (kPa)

+  z ' là ứng suất có hiệu do trọng lượng bản thân đất gây ra (kPa)

GVHD: TS TRẦN MINH TÙNG 116 SVTH: LA HƯNG - 81900406

+ k 0 là hệ số phụ thuộc vào kích thước khối móng tra bảng C1 TCVN 9362:2012.

+ hi=1.5 (m) là bề dày các lớp phân tố đã chia

là hệ số phụ thuộc vào kích thước của khối móng quy ước.

Bảng 8 4: Bảng kết quả thí nghiệm nén đất của lớp đất dưới đát khối móng qui ước (Lớp đất 2).

Bảng 8.4 cho thấy kết quả thí nghiệm nén lún của lớp đất 2 dùng để nội suy hệ số rỗng e dựa vào từng cấp áp lực P.

Dung trọng có hiệu do trọng lượng của đất gây ra tại vị trí điểm A là: (Khi giả định khối lượng riêng của đất san lấp là   sl 22(kN m/ 3 ), mực nước ngầm ở độ sâu -

22 1.5 (3.5 1.5) (22 10) (31 3.5) 5.37 (43.9 31) 10.452 339.5( ) z A sl sl dn dn kPa

Với:  W 10(kN m/ 3 ) là dung trọng của nước.

 dn 1 5.37(kN m/ 3 ) là dung trọng đẩy nổi của lớp đất 1.

GVHD: TS TRẦN MINH TÙNG 117 SVTH: LA HƯNG - 81900406

 dn 2 10.452(kN m/ 3 ) là dung trọng đẩy nổi của lớp đất 2.

Tổng độ lún công trình (cm) 6.56

Bảng 8 5: Bảng tính lún công trình bằng phương pháp phân tầng cộng lún.

GVHD: TS TRẦN MINH TÙNG 118 SVTH: LA HƯNG - 81900406

Thiết kế móng M4

Vì tính toán thiết kế móng M4 cũng bằng các phương pháp tương tự như tính toán và thiết kế cho móng M2, nên phần thiết kế móng M4 phương án móng cọc ép sẽ được em thể hiện chi tiết ở Phụ lục 4 Mục 4.1

GVHD: TS TRẦN MINH TÙNG 123 SVTH: LA HƯNG - 81900406

THIẾT KẾ PHƯƠNG ÁN MÓNG CỌC KHOAN NHỒI

Các loại tải trọng dùng để tính toán

Móng công trình được tính toán theo giá trị nội lực nguy hiểm nhất truyền xuống chân cột, bao gồm:

Tổ hợp nội lực 1: |N|max, |Mx|tương ứng, |My|tương ứng, |Qx|tương ứng, |Qy|tương ứng.

Tổ hợp nội lực 2: |N|tương ứng, |Mx|max, |My|tương ứng, |Qx|tương ứng, |Qy|tương ứng.

Tổ hợp nội lực 3: |N|tương ứng, |Mx|tương ứng, |My|max, |Qx|tương ứng, |Qy|tương ứng.

Em sẽ tính toán theo tổ hợp nội lực 1 sau đó kiểm tra với tổ hợp còn lại.

GVHD: TS TRẦN MINH TÙNG 124 SVTH: LA HƯNG - 81900406

Thiết kế móng M2

9.2.1 Chọn sơ bộ chiều cao đài cọc, chiều dài cọc và chiều sâu chôn móng cho móng M2

Chọn cọc khoan nhồi cho móng M2 có đường kính là D1000 (mm), thiết kế mũi cọc cắm vào lớp đất 2 một đoạn 13.9(m) Vậy chiều dài cọc (tính từ đáy đài đến mũi cọc) là 42.4(m), có diện tích mặt cắt cọc:

Hàm lượng cốt thép trong cọc: 0.4% μ 0.65% 

Chọn μ 0.65% cho phần cọc dài 21.5 mét tính từ mặt dưới của đài móng đến vị trí cao độ -24.000 (Phần cọc I), Chọn μ 0.5% cho phần cọc tiếp theo dài 10.9 mét tính từ vị trí cao độ -24.000 đến vị trí cao độ -34.900 (Phần cọc II), Chọn μ 0.4% cho phần cọc cuối cùng dài 10 mét tính từ vị trí cao độ -34.900 đến vị trí cao độ của mũi cọc - 44.900 (Phần cọc III)

+ Diện tích cốt thép trong cọc (Phần cọc I):

Chọn 14d22 bố trí quanh cọc (Phần cọc I) có

+ Diện tích phần bê tông trong cọc (Phần cọc I):

+ Diện tích cốt thép trong cọc (Phần cọc II):

Chọn 14d20 bố trí quanh cọc (Phần cọc II) có A s,chon = 44 10 (m )  4 2

+ Diện tích phần bêtông trong cọc (Phần cọc II):

+ Diện tích cốt thép trong cọc (Phần cọc III):

Chọn 14d18 bố trí quanh cọc (Phần cọc III) có A s,chon = 35.6 10 (m )  4 2

GVHD: TS TRẦN MINH TÙNG 125 SVTH: LA HƯNG - 81900406

+ Diện tích phần bêtông trong cọc (Phần cọc III):

Chọn thép đai xoắn d10a100 để bố trí cho cọc ở trong vị trí cọc cách mép dưới đài móng 2 mét và cũng bố trí đai xoắn d10a100 ở những vị trí nối cốt thép dọc Các vị trí còn lại của cọc bố trí đai xoắn d10a200. Đoạn bêtông ngàm vào đài 100mm, đoạn thép ngàm vào đài 40d 40 22 880(mm)   => chọn 0.9(m) Chọn đoạn ngàm vào trong đài = 0.1(m), đập 1 mét bê tông đầu cọc, chiều dài cọc làm việc 36 - 0.7 - 0.1= 35.2(m)

Giả định kích thước đài cọc: chiều dài Lm= 7.5 mét, chiều rộng Bm= 4.5 mét.

Chiều cao đài cọc được chọn sơ bộ theo công thức kinh nghiệm:

Dời lực về tâm hình học G của mặt trên đài móng M2: tt tt

N G   N 007.6+12200.6= 24208.2 (kN) Để dời momen về tâm G thì qui ước chiều quay ngược chiều kim đồng hồ là dấu +

12007.6 1.55 12200.6 1.55 49.7 67.5 0.5 ( 332.2 434.2) 230.35( ) tt tt tt tt tt tt tt yG y y f m x x

12007.6 1.55 12200.6 1.55 11.7 9.4 0.5 ( 59.2 44.3) 329.8( ) tt tt tt tt tt tt tt xG x x f d y y

Với x1 và x2 là cánh tay đòn của lực dọc (khoảng cách từ điểm đặt lực dọc ở cột đến trọng tâm G của mặt trên đài cọc).

Chọn trước chiều sâu chôn đài móng Df= 2.5(m), sau khi tìm được kích thước đài móng sẽ kiểm tra khả năng chịu lực xô ngang tại chân cột đối với chiều sâu chôn móng này Vậy không kể phần cọc ngàm vào đài (Chiều sâu mũi cọc tính từ mặt đất là

2.5+42.4D.9(m) Đoạn bê tông ngàm vào đài 100mm (Dựa vào mục 8.8 TCXD

GVHD: TS TRẦN MINH TÙNG 126 SVTH: LA HƯNG - 81900406

9.2.2 Tính sức chịu tải cọc theo vật liệu: s

+ cb là hệ số điều kiện làm việc khi đổ bêtông trong khoảng không gian chật hẹp của hố và ống vách cb = 0.85

+ ’cq là hệ số điều kiện làm việc phương pháp thi công cọc, trong điều kiện khoan, đổ bêtông vào lòng hố khoan dưới nước hoặc dung dịch bentonite có sử dụng ống vách giữ thành ’cq = 0.7

+ φ: hệ số uốn dọc của cọc (φ lấy nhỏ hơn hoặc bằng 1), với cọc tròn BTCT φ được tính theo công thức:

2 2 φ = 1.028 - 0.0000288λ - 0.0016λ = 1.028 - 0.0000288 10.4 - 0.0016 10.4 1.008 1    Vậy lấy φ = 1 Độ mảnh của cọc, đối với cọc tròn:

Diện tích phần bêtông trong cọc Ab và diện tích cốt thép trong cọc As lấy giá trị nhỏ nhất trong 3 phần của cả cọc để tính sức chịu tải vật liệu (an toàn hơn):

Trường hợp khi cọc chịu tải trọng công trình: tt1 1 1

Theo mục 7.1.8 TCVN 10304: 2014 đối với mọi loại cọc, khi tính toán theo cường độ vật liệu, cho phép xem cọc như 1 thanh ngàm cứng trong đất tại tiết diện nằm cách đáy đài một khoảng được xác định theo công thức:

GVHD: TS TRẦN MINH TÙNG 127 SVTH: LA HƯNG - 81900406

+ l 0  0( ) m là chiều dài đoạn cọc tính từ đáy đài đến cao độ san nền (m)

+ α ε là hệ số biến dạng được xác định như sau:

+ γ c 3là hệ số làm việc của cọc:

+ b p 1.5D0.5 1.5 1 0.5 2( )    m là chiều rộng quy ước của cọc đối với cọc có đường kính lớn hơn 0.8 (m).

+ Thiết kế vật liệu cho cọc dùng bê tông B30 và thép CB400V => Rb000 (kPa), Rs350000 (kPa).

+ E= 32500000 (kPa) là modun đàn hồi của vật liệu làm cọc là bê tông B30.

+ I là momen quán tính của tiết diện ngang cọc (m4).

+ k là hệ số nền, tra bảng A.1 TCVN 10304: 2014 dựa vào loại đất từng lớp đất để xác định chiều dài tính toán của cọc chính là xác định hệ số tỉ lệ k, bởi vì bảng A.1 cho thấy giá trị k sẽ thay đổi phụ thuộc vào loại đất Tuy nhiên, có thể nhận thấy rằng nếu hệ số k càng bé tức là hệ số biến dạng α ε sẽ càng bé, nghĩa là chiều dài làm việc của cọc tính ra càng lớn, vậy nên sẽ càng an toàn Do đó, để đơn giản trong tính toán, em sẽ sử dụng hệ số k = 4000 (kN/m4)

Sức chịu tải cọc theo vật liệu:

9.2.3 Tính sức chịu tải theo đất nền:

Phương pháp tính sức chịu tải đất nền theo chỉ tiêu cơ lý – phương pháp tra bảng:

GVHD: TS TRẦN MINH TÙNG 128 SVTH: LA HƯNG - 81900406

+ m=1 đối với cọc đóng hoặc ép.

+  cq , cf lần lượt là hệ số điều kiện làm việc của đất khi tính toán sức kháng của đất dưới mũi cọc và trên thân cọc, phụ thuộc vào phương pháp thi công và loại đất cọc đi qua (tra bảng theo bảng số 4 trang 27, TCVN 10304-2014).

+ l i là chiều dài đoạn cọc đi qua phân lớp i, khi phân chia chọn phân lớp nhỏ hơn hoặc bằng 2m.

: lực ma sát đơn vị giữa đất và cọc của lớp thứ I (Tra bảng 3 trang 25 TCVN 10304-

2014, dựa trên chiều sâu trung bình của phân lớp đang xét zi-tb và loại đất trong phân lớp đó).

+ q p : sức kháng mũi cọc đơn vị (Tra bảng 2 trang 24 TCVN 10304-2014).

+ Ap=(3.14x1x1)/4=0.785 (m 2 ) là diện tích mặt cắt ngang mũi cọc.

Với chiều sâu mũi cọc lớn hơn 35 mét, Lớp 2 là đất cát pha hạt vừa tra bảng có:

Lớp đất 1 là đất sét, phương pháp thi công là hạ cọc bằng phương pháp ép cọc với loại đất dính có chỉ số sệt IL>0.5, tra bảng có:  cf 1

Lớp đất 2 là đất cát pha hạt vừa, phương pháp thi công là hạ cọc bằng phương pháp ép cọc có:  cq 1.1, cf 1

Lớp Phân lớp zi-tb (m) li (m) fsi (kPa) ycf u(m) Qsi (kN)

GVHD: TS TRẦN MINH TÙNG 129 SVTH: LA HƯNG - 81900406

Bảng 9 1: Bảng tính lực kháng ma sát giữa cọc với từng phần lớp đất.

Bảng 9.1 là bảng tính lực kháng ma sát giữa cọc với từng phân lớp đất đã phân chia như sau: Lớp đất 1 phân chia thành 15 phân lớp với bề dày 14 phân lớp là 2 mét, phân lớp cuối cùng có bề dày 0.5 mét; lớp đất 2 phân chia thành 7 phân lớp với bề dày 6 phân lớp đầu là 2 mét phân lớp cuối cùng là 1.9 mét

Với: Chiều sâu trung bình zi-tb là khoảng cách tính từ mặt đất tự nhiên đến giữa phân lớp đang xét Hệ số fsi tra bảng 3 trang 25 TCVN 10304:2014 phụ thuộc vào loại đất và chiều sâu trung bình zi-tb đã tính.

Với n=1.65 là hệ số an toàn đối với đài cọc có 6 cọc.

Phương pháp tính sức chịu tải đất nền theo chỉ tiêu cường độ đất nền:

Thành phần sức kháng ma sát hông đơn vị của từng lớp đất:

GVHD: TS TRẦN MINH TÙNG 130 SVTH: LA HƯNG - 81900406

Dung trọng có hiệu tính từ mặt đất tự nhiên đến cao trình mũi cọc là:

Sức chịu tải cực hạn của cọc:

Sức chịu tải cho phép:

+ As: diện tích xung quanh cọc dưới tác động của fs

: Hệ số sức chịu tải tra bảng Meryahof.

+ γ: Dung trọng có hiệu của lớp đất dưới mũi cọc.

+ c: Lực dính của lớp đất dưới mũi cọc.

+ c a =c : lực dính đất-cọc (Cọc BTCT).

+ a = : góc ma sát đất-cọc (Cọc BTCT).

+ K i  1 sin i : Hệ số áp lực ngang của lớp đất thứ i

Vậy Qtk=min(Qvl; Qa phương pháp chỉ tiêu cơ lý ; Qa phương pháp cường độ đất nền) = min(8671; 5562; 4849)

=>Qtk=Qa phương pháp cường độ đất nền= 4849(kN)

GVHD: TS TRẦN MINH TÙNG 131 SVTH: LA HƯNG - 81900406

9.2.4 Chọn số lượng cọc cho đài cọc móng M2: Độ lệch tâm

 Vậy chọn 6 cọc để thiết kế móng M2

9.2.5 Bố trí cọc trong đài móng M2

Theo mục 3.9.2 TCXD 205:1998: bố trí cọc trong đài thỏa mãn yêu cầu cấu tạo, khoảng cách giữa 2 tâm cọc gần nhau không nhỏ hơn 3d, về mặt kinh tế bố trí cọc càng gần nhau càng có lợi, bố trí cọc xa khó thi công, đài cọc lớn, tăng moment trong đài, khoảng cách các cọc trong đài nên nằm trong khoảng 3d-6d.

Hình 9 1: Hình bố trí cọc trong đài của móng M2.

Hình 9.1 là hình bố trí cọc trong đài cho thấy 6 cọc được bố trí trong đài cọc móng M2, chọn khoảng cách giữa 2 cọc theo phương X là 3m, khoảng cách giữa 2 cọc theo phương Y là 3m, từ mép đài đến tim cọc theo phương X và theo phương Y bằng 0.75m Vậy từ cách bố trí cọc trên ta tính được kích thước móng: Bm = 4.5m, Lm = 7.5m Kiểm tra lại điều kiện chiều sâu chôn móng với kích thước đài cọc:

GVHD: TS TRẦN MINH TÙNG 132 SVTH: LA HƯNG - 81900406

Dung trọng trung bình của lớp đất 1 trong vùng chôn móng với Df=2.5 (m) khi mực nước ngầm nằm ở độ sâu -1.5 (m) Ta kiểm tra tác dụng của lực xô ngang lên đài móng cọc M2 tương ứng với chiều sâu chôn móng Df= 2.5(m)

 min max( min1; min 2) max(1.3;1.7) 1.7( ) h  h h   m

=>Vậy chọn chiều sâu chôn móng: Df=2.5 (m) thì thỏa điều kiện về chiều sâu chôn móng đủ sâu để chịu lực xô ngang.

9.2.6 Kiểm tra tải trọng tác dụng lên đầu cọc móng M2

Tải trọng tác dụng lên đầu cọc của móng M2 được tính theo công thức sau:

Lực dọc dời lực từ chân cột xuống đầu cọc:

Moment quay quanh trục Y dời lực từ mặt trên đài móng xuống đầu cọc:

230.35 2 ( 332.2 434.2) 26.35( ) tt tt tt y yG xG m

Moment quay quanh trục X dời lực từ mặt trên đài móng xuống đầu cọc:

329.8 2 ( 59.2 44.3) 536.8( ) tt tt tt x xG yG m

Thiết kế móng M4

Vì tính toán thiết kế móng M4 cũng bằng các phương pháp tương tự như tính toán và thiết kế cho móng M2, nên phần thiết kế móng M4 phương án móng cọc khoan nhồi sẽ được em thể hiện chi tiết ở Phụ lục 5 Mục 5.1

GVHD: TS TRẦN MINH TÙNG 146 SVTH: LA HƯNG - 81900406

THI CÔNG CỌC KHOAN NHỒI

THI CÔNG CỌC THỬ

Việc thi công cọc thử nhằm đánh giá kết luận cho các yêu cầu sau :

+ Xác định sức chịu tải của cọc

+ Xác định độ sâu cọc

Thời điểm, số lượng và vị trí cọc thử

Việc thử tĩnh cọc được tiến hành tại những điểm có điều kiện địa chất tiêu biểu trước khi thi công đại trà, nhằm lựa chọn đúng đắn loại cọc, thiết bị thi công và điều chỉnh đồ án thiết kế Để xác định phương án thiết kế có thể tiến hành thử tĩnh cọc ngoài móng công trình đến phá hoại trước khi thi công đại trà; để chấp nhận chất lượng thi công có thể tiến hành thí nghiệm khi thi công xong Đầu cọc thí nghiệm nén tĩnh phải cao hơn mặt đất xung quanh 20-30(cm) và có ống thép dày 5-6(mm),dài khoảng 1(m) bao để đảm bảo không bị nứt khi thí nghiệm và phản ánh đúng chất lượng thi công.Thí nghiệm nén tĩnh tiến hành theo TCXDVN 326:2004

Số lượng cọc thử cần kiểm tra sức chịu tải được quy định dựa trên mức độ hoàn thiện công nghệ của nhà thầu, mức độ rủi ro khi thi công, tầm quan trọng của công trình, theo TCVN 9393:2012 quy định lấy bằng 1% tổng số cọc của công trình nhưng không ít hơn 2 cọc trong mọi trường hợp Kết quả thí nghiệm là căn cứ pháp lý để nghiệm thu móng cọc.

Quy trình thí nghiệm cọc

(Quy trình thí nghiệm cọc khoan nhồi được thể hiện ở Phụ lục 6 Mục 6.1)

GVHD: TS TRẦN MINH TÙNG 152 SVTH: LA HƯNG - 81900406

Quy trình thi công cọc khoan nhồi

10.3.1 Sơ đồ thi công cọc khoan nhồi

Dưới đây là sơ đồ thi công cọc khoan nhồi gồm có 12 bước thi công (Bước đầu tiên là chuẩn bị mặt bằng và định vị tim cọc, bước cuối cùng là kiểm tra chất lượng cọc) và những công tác được thi công đồng thời với nhau trong quá trình thi công cọc khoan nhồi.

1 Chuẩn bị mặt bằng và định vị tim cọc Kiểm tra vị trí cọc bằng máy kinh vĩ

GVHD: TS TRẦN MINH TÙNG 153 SVTH: LA HƯNG - 81900406

10.3.2 Kỹ thuật thi công cọc khoan nhồi

Xác định vị trí đài cọc trên mặt bằng

- Trước khi thi công phần móng, người thi công phải kết hợp với người đo đạc trải vị trí công trình công trình trong bản vẽ ra hiện trường xây dựng Trên bản vẽ thi công tổng mặt bằng phải có lưới đo đạc và cách xác định đầy đủ toạ độ của từng hạng mục công trình Bên cạnh đó phải ghi rõ cách xác định lưới ô toạ độ, dựa vào vật chuẩn sẵn có, dựa vào mốc quốc gia hay mốc dẫn xuất, cách chuyển mốc vào địa điểm xây dựng.

- Trải lưới ghi trong bản mặt bằng thành lưới ô trên hiện trường và toạ độ của góc nhà để giác móng Chú ý tới sự mở rộng do phải làm mái dốc.

Xác định vị trí tim cọc trên móng

- Dùng máy kinh vĩ để xác định vị trí tim cọc

- Dùng 2 máy kinh vĩ đặt ở hai trục vuông góc để định vị lỗ khoan Riêng máy kinh vĩ thứ 2, ngoài việc định vị lỗ khoan, phải dùng máy để kiểm tra độ thẳng đứng của cần khoan.

Hạ ống vách, ống bao

- Ống vách có nhiệm vụ:

+ Định vị và dẫn hướng cho máy khoan.

+ Giữ ổn định cho bề mặt hố khoan và chống sập thành phần trên hố khoan.

+ Bảo vệ đất đá, thiết bị trên hố khoan.

+ Làm sàn đỡ tạm và thao tác để buộc nối và lắp dụng cốt thép, lắp dựng và tháo dỡ ống đổ bê tông.

- Quá trình hạ ống vách bằng phương pháp rung: Sau khi định vị xong vị trí tim cọc, quá trình hạ ống vách dài 6 mét được thực hiện bằng thiết bị rung Để đạt độ sâu 6 mét phải mất khoảng 10 phút, do quá trình rung dài ảnh hưởng đến toàn bộ khu vực lân cận nên để khắc phục hiện tượng trên trước khi hạ ống vách người ta đào sẵn một hố sâu từ 2.5-3 mét tại vị trí hạ cọc với mục đích bóc bỏ lớp đất cứng trên mặt đất nhằm giảm thời gian rung xuống còn 2-3 phút.

- Đường kính ống vách D = 1.2 (m) cho cọc D1000 Máy rung kẹp chặt vào thành ống và từ từ ấn xuống; khả năng chịu cắt của đất sẽ giảm đi do sự rung động của thành ống vách. ống vách được hạ xuống độ sâu thiết kế Trong quá trình hạ ống, việc kiểm tra độ thẳng đứng được thực hiện liên tục bằng cách điều chỉnh vị trí của máy rung thông qua cẩu.

GVHD: TS TRẦN MINH TÙNG 154 SVTH: LA HƯNG - 81900406

- Hạ ống bao: ống bao là đoạn thép có đường kính bằng 1.7 lần đường kính ống vách, chiều cao là 1m, ống bao được hạ đồng tâm với ống vách, được cắm sâu vào đất từ 30 đến 40cm Ống bao có tác dụng không cho dung dịch khoan tràn ra mặt bằng thi công Trên phần ống bao 1 lỗ đường kính 10cm để thu hồi dung dịch Bentonite Dùng cẩu cẩu ống bao vào vị trí lỗ khoan và dùng cần khoan để hạ ống bao.

- Quá trình này được thực hiện sau khi đặt xong ống vách tạm Trước khi khoan, ta cần làm trước một số công tác chuẩn bị sau: a.Công tác chuẩn bị trước khi khoan:

- Lắp đặt và kiểm tra thiết bị khoan, máy trộn dung dịch bentonite và máy bơm dung dịch bentonite

- Lắp đường ống dẫn dung dịch bentonite từ máy trộn và bơm ra đến miệng hố khoan, đồng thời lắp một đường ống hút dung dịch bentonite về bể lọc.

- Chuẩn bị dung dịch bentonite: Bentonite là loại vữa sét thiên nhiên có kích thước hạt nhỏ khi hoà tan vào nước sẽ cho ta một dung dịch có tính đẳng hướng Có chức năng chính là:

+ Giữ cho thành hố khoan không bị sập nhờ dung dịch chui vào những khe lỗ quyện với cát tạo thành màng đàn hồi bao bọc xung quanh thành vách, giữ cho cát và các vật thể vụn không rơi và ngăn không cho nước thẩm thấu qua vách.

+ Tạo môi trường nặng gây áp lực trong hố khoan lớn hơn áp lực nước ngầm bên ngoài nâng đất đá và vụn khoan nổi lên mặt trào ra ngoài.

- Dung dịch Bentonite trước khi dùng để khoan có các chỉ số sau:

+ Độ ẩm 9-11% , + Độ trương nở 1416(ml/g) + Khối lượng riêng 2.1(T/m 3 ) + Độ PH của keo với độ ẩm 5% là 9.810.5 + Giới hạn lỏng Aherberg > 400450 + Chỉ số dẻo 350400

+ Độ lọt sàng cỡ 100 là 9899%

GVHD: TS TRẦN MINH TÙNG 155 SVTH: LA HƯNG - 81900406

+ Độ tồn trên sàn cỡ 74 là 2.22.5%

- Do dung dịch bentonite có tầm quan trọng đặc biệt đối với chất lượng hố khoan nên phải cung cấp đủ dung dich bentonite trong quá trình khoan tao lỗ Cao trình dung dịch bentonite ít nhất phải cao hơn cao trình nước ngầm lân cận hố khoan từ 1.5 đến 2 mét.

- Chỉ tiêu tính năng ban dầu của dung dịch bentonite được lấy theo TCXDVN 326-2004 “Cọc khoan nhồi – Tiêu chuẩn thi cong và nghiệm thu”

Tên chỉ tiêu Chỉ tiêu tính năng Phương pháp kiểm tra

1 Khối lượng riêng 1.05  1.15g/cm 3 Tỷ trọng kế hoặc Bomêkế

2 Độ nhớt 18  45giây Phễu 500/700cc

4 Tỷ lệ chất keo > 95% Đong cốc

5 Lượng mất nước < 30ml/30phút Dụng cụ đo lượng mất nước

6 Độ dày áo sét 1  3mm/30phút Dụng cụ đo lượng mất nước

7 Lực cắt tĩnh 1phút: 20  30mg/cm 2

10 phút 50  100mg/cm 2 Lực kế cắt tĩnh

9 Độ pH 7  9 Giấy thử pH

Bảng 10 5: Chỉ tiêu ban đầu của dung dịch bentonite.

Bảng 10.6 là bảng chỉ tiêu ban đầu của dung dịch bentonite được tham khảo từ

TCXDVN 306-2004 cho thấy các chỉ tiêu cơ bản của dung dịch betonite đạt chuẩn sau khi lấy mẫu để thí nghiệm trước khi bơm vào hố khoan để thi công

- Trải tôn dưới hai bánh xích máy khoan để đảm bảo độ ổn định của máy trong quá trình làm việc, chống sập lở miệng lỗ khoan Việc trải tôn phải đảm bảo khoảng cách giữa 2 mép tôn lớn hơn đường kính ngoài cọc 10cm để đảm bảo cho mỗi bên rộng ra 5cm.

CHUYÊN ĐỀ THIẾT KẾ DẦM CHUYỂN KHUNG TRỤC Y3

Ngày đăng: 18/05/2024, 14:07

HÌNH ẢNH LIÊN QUAN

Hình 1. 1: Mặt bằng kiến trúc của công trình khách sạn Intercontinental Hồ Tràm. - đồ án tốt nghiệp thiết kế kết cấu khách sạn intercontinental hồ tràm
Hình 1. 1: Mặt bằng kiến trúc của công trình khách sạn Intercontinental Hồ Tràm (Trang 24)
Hình 4. 4: Gán tiết diện của bản thang. - đồ án tốt nghiệp thiết kế kết cấu khách sạn intercontinental hồ tràm
Hình 4. 4: Gán tiết diện của bản thang (Trang 56)
Hình 4. 5: Khai báo tiết diện và vật liệu của bản thang - đồ án tốt nghiệp thiết kế kết cấu khách sạn intercontinental hồ tràm
Hình 4. 5: Khai báo tiết diện và vật liệu của bản thang (Trang 57)
Hình 5. 4: Mặt bằng bố trí dầm chính và dầm phụ của bản nắp và bản đáy bể nước. - đồ án tốt nghiệp thiết kế kết cấu khách sạn intercontinental hồ tràm
Hình 5. 4: Mặt bằng bố trí dầm chính và dầm phụ của bản nắp và bản đáy bể nước (Trang 73)
Hình 5. 5: Tiết diện của dầm và cột bể nước mái. - đồ án tốt nghiệp thiết kế kết cấu khách sạn intercontinental hồ tràm
Hình 5. 5: Tiết diện của dầm và cột bể nước mái (Trang 74)
Hình 5. 8: Biểu đồ bao moment của mô hình khung bể nước mái. - đồ án tốt nghiệp thiết kế kết cấu khách sạn intercontinental hồ tràm
Hình 5. 8: Biểu đồ bao moment của mô hình khung bể nước mái (Trang 76)
Hình 5. 9: Biểu đồ bao lực cắt của mô hình khung bể nước mái. - đồ án tốt nghiệp thiết kế kết cấu khách sạn intercontinental hồ tràm
Hình 5. 9: Biểu đồ bao lực cắt của mô hình khung bể nước mái (Trang 77)
Hình 5. 10: Sơ đồ tính của ô bản đáy bể nước. - đồ án tốt nghiệp thiết kế kết cấu khách sạn intercontinental hồ tràm
Hình 5. 10: Sơ đồ tính của ô bản đáy bể nước (Trang 78)
Hình 5. 11: Sơ đồ tính của ô bản thành khi cắt 1 dãy bản có bề rộng 1 mét theo phương chiều cao thành. - đồ án tốt nghiệp thiết kế kết cấu khách sạn intercontinental hồ tràm
Hình 5. 11: Sơ đồ tính của ô bản thành khi cắt 1 dãy bản có bề rộng 1 mét theo phương chiều cao thành (Trang 83)
Hình 6. 11: Khai báo tải trọng (1). - đồ án tốt nghiệp thiết kế kết cấu khách sạn intercontinental hồ tràm
Hình 6. 11: Khai báo tải trọng (1) (Trang 94)
Hình 6.11 và Hình 6.12 cho thấy việc định nghĩa tải trọng trong phần mềm - đồ án tốt nghiệp thiết kế kết cấu khách sạn intercontinental hồ tràm
Hình 6.11 và Hình 6.12 cho thấy việc định nghĩa tải trọng trong phần mềm (Trang 94)
Bảng 6.1 bên dưới là bảng tổ hợp tải trọng với mục đích của việc lập ra bảng - đồ án tốt nghiệp thiết kế kết cấu khách sạn intercontinental hồ tràm
Bảng 6.1 bên dưới là bảng tổ hợp tải trọng với mục đích của việc lập ra bảng (Trang 95)
Bảng 6. 1: Bảng tổ hợp tải trọng. - đồ án tốt nghiệp thiết kế kết cấu khách sạn intercontinental hồ tràm
Bảng 6. 1: Bảng tổ hợp tải trọng (Trang 97)
Hình 6. 22: Chuyển vị ngang lớn nhất từng tầng của công trình. - đồ án tốt nghiệp thiết kế kết cấu khách sạn intercontinental hồ tràm
Hình 6. 22: Chuyển vị ngang lớn nhất từng tầng của công trình (Trang 100)
Hình 6. 23: Tên cột khung trục 3 - đồ án tốt nghiệp thiết kế kết cấu khách sạn intercontinental hồ tràm
Hình 6. 23: Tên cột khung trục 3 (Trang 101)
Bảng 7. 1: Bảng thống kê số liệu dung trọng của lớp đất 1. - đồ án tốt nghiệp thiết kế kết cấu khách sạn intercontinental hồ tràm
Bảng 7. 1: Bảng thống kê số liệu dung trọng của lớp đất 1 (Trang 129)
Bảng 7. 3: : Bảng thống kê số liệu hệ số rỗng, giới hạn chảy, độ ẩm của lớp đất 1. - đồ án tốt nghiệp thiết kế kết cấu khách sạn intercontinental hồ tràm
Bảng 7. 3: : Bảng thống kê số liệu hệ số rỗng, giới hạn chảy, độ ẩm của lớp đất 1 (Trang 130)
Bảng 7.4 là bảng thống kê số liệu của giới hạn dẻo và độ sệt của lớp đất 1 được lấy từ 27 - đồ án tốt nghiệp thiết kế kết cấu khách sạn intercontinental hồ tràm
Bảng 7.4 là bảng thống kê số liệu của giới hạn dẻo và độ sệt của lớp đất 1 được lấy từ 27 (Trang 131)
Hình 8.2 được cắt ra từ etabs, hình 8.1 có ý nghĩa là sau khi xem xét phản lực tại - đồ án tốt nghiệp thiết kế kết cấu khách sạn intercontinental hồ tràm
Hình 8.2 được cắt ra từ etabs, hình 8.1 có ý nghĩa là sau khi xem xét phản lực tại (Trang 135)
Hình 8. 3: Hình bố trí cọc trong đài của móng M2. - đồ án tốt nghiệp thiết kế kết cấu khách sạn intercontinental hồ tràm
Hình 8. 3: Hình bố trí cọc trong đài của móng M2 (Trang 141)
Hình 8. 4: Khối móng quy ước. - đồ án tốt nghiệp thiết kế kết cấu khách sạn intercontinental hồ tràm
Hình 8. 4: Khối móng quy ước (Trang 145)
Bảng 8.5 là bảng chia ra 8 phân lớp mỗi phân lớp dày 1.5 mét để tính toán lún cho - đồ án tốt nghiệp thiết kế kết cấu khách sạn intercontinental hồ tràm
Bảng 8.5 là bảng chia ra 8 phân lớp mỗi phân lớp dày 1.5 mét để tính toán lún cho (Trang 151)
Hình 8. 6: Sơ đồ tính thép đài móng theo 2 phương. - đồ án tốt nghiệp thiết kế kết cấu khách sạn intercontinental hồ tràm
Hình 8. 6: Sơ đồ tính thép đài móng theo 2 phương (Trang 152)
Hình 9. 1: Hình bố trí cọc trong đài của móng M2. - đồ án tốt nghiệp thiết kế kết cấu khách sạn intercontinental hồ tràm
Hình 9. 1: Hình bố trí cọc trong đài của móng M2 (Trang 164)
Bảng 9. 2: Bảng kết quả thí nghiệm nén đất của lớp đất dưới đát khối móng qui ước (Lớp đất 2). - đồ án tốt nghiệp thiết kế kết cấu khách sạn intercontinental hồ tràm
Bảng 9. 2: Bảng kết quả thí nghiệm nén đất của lớp đất dưới đát khối móng qui ước (Lớp đất 2) (Trang 172)
Hình 9. 3: Biểu đồ gây lún công trình. - đồ án tốt nghiệp thiết kế kết cấu khách sạn intercontinental hồ tràm
Hình 9. 3: Biểu đồ gây lún công trình (Trang 174)
Hình 9. 4: Sơ đồ tính thép đài móng theo 2 phương. - đồ án tốt nghiệp thiết kế kết cấu khách sạn intercontinental hồ tràm
Hình 9. 4: Sơ đồ tính thép đài móng theo 2 phương (Trang 175)
Bảng 10.2 là bảng thông số kỹ thuật của máy khoan KH-150-3-R6G (HITACHI) - đồ án tốt nghiệp thiết kế kết cấu khách sạn intercontinental hồ tràm
Bảng 10.2 là bảng thông số kỹ thuật của máy khoan KH-150-3-R6G (HITACHI) (Trang 180)
Hình 10.6 là hình phương pháp buộc lồng thép dùng giá đỡ buộc cốt chủ cho thấy - đồ án tốt nghiệp thiết kế kết cấu khách sạn intercontinental hồ tràm
Hình 10.6 là hình phương pháp buộc lồng thép dùng giá đỡ buộc cốt chủ cho thấy (Trang 194)

TÀI LIỆU CÙNG NGƯỜI DÙNG

TÀI LIỆU LIÊN QUAN

w