luận văn thiết kế chung cư cao cấp river garden q2 tphcm

Hơn nữa, Luận văn tốt nghiệp cũng được xem như là một công trình đầu tay của sinh viên ngành Xây dựng, giúp cho sinh viên làm quen với công tác thiết kế một công trình thực tế từ các lý

TOÅNG QUAN KIEÁN TRUÙC COÂNG TRèNH

Mục đích – yêu cầu của sự đầu tư

Trong những năm gần đây, dân số phát triển nhanh nên nhu cầu mua đất xây dựng nhà ngày càng nhiều trong khi đó quỹ đất của Thành phố thì có hạn, bên cạnh đó, cùng với sự đi lên của nền kinh tế của Thành phố và tình hình đầu tư của nước ngoài vào thị trường ngày càng rộng mở, đã mở ra một triển vọng thật nhiều hứa hẹn đối với việc đầu tư xây dựng các cao ốc dùng làm văn phòng làm việc, các khách sạn cao tầng, các chung cư cao tầng… Với chất lượng cao nhằm đáp ứng nhu cầu sinh hoạt ngày càng cao của mọi người dân

Có thể nói sự xuất hiện ngày càng nhiều các cao ốc trong Thành phố không những đáp ứng được nhu cầu cấp bách về cơ sở hạ tầng mà còn góp phần tích cực vào việc tạo nên một bộ mặt mới cho Thành phố xứng đáng với khẩu hiệu :

“Thành phố Hồ Chí Minh hiện đại, văn minh, xứng đáng là trung tâm số 1 về kinh tế, khoa học kỹ thuật của cả nước”

Song song đó, sự xuất hiện của các nhà cao tầng cũng đã góp phần tích cực vào việc phát triển ngành xây dựng thông qua việc tiếp thu và áp dụng các kỹ thuật hiện đại, công nghệ mới trong tính toán, thi công và xử lý thực tế, các phương pháp thi công hiện đại của nước ngoài…

Nhằm mục đích giải quyết các yêu cầu và mục đích trên, Công ty TNHH INDOCHINALAND ứ đó nghiờn cứu và xõy dựng Căn hộ cao cấp RIVER GARDEN khu dân cư hiện đại, đầy đủ tiện nghi, cảnh quan đẹp… thích hợp cho sinh sống, giải trí và làm việc Căn hộ cao cấp RIVER GARDEN một chung cư cao tầng được thiết kế và thi công xây dựng với chất lượng cao, đầy đủ tiện nghi

Khóa 2005 Tổng quan kiến trúc công trình

Đặc điểm khí hậu của Thành phố Hồ Chí Minh

Thành phố Hồ Chí Minh nằm trong vùng nhiệt đới gió mùa nóng ẩm với các đặc trưng của vùng khí hậu miền Đông Nam Bộ, chia thành 2 mùa rõ rệt:

 Nhiệt độ cao nhất: 30 0 C (khoảng tháng 4)

 Lượng mưa trung bình: 274.4 mm

 Lượng mưa cao nhất: 638 mm (khoảng tháng 9)

 Lượng mưa thấp nhất: 31 mm (khoảng tháng 11)

 Lượng bốc hơi trung bình: 28 mm/ngày

 Lượng bốc hơi thấp nhất: 6.5 mm/ngày

 Hướng gió Tây Nam và Đông Nam với tốc độ trung bình 2.15 m/s, thổi mạnh vào mùa mưa từ tháng 5 đến tháng 11, ngoài ra còn có gió Đông Baộc thoồi nheù

 Số giờ nắng trung bình khá cao, ngay trong mùa mưa cũng có trên 4 giờ/ngày, vào mùa khô là trên 8 giờ/ngày

 Tần suất lặng gió trung bình hàng năm là 26%, lớn nhất là tháng 8 (34%), nhỏ nhất là tháng 4 (14%) Tốc độ gió trung bình 1.4 – 1.6m/s Hầu như không có gió bão, gió giật và gió xoáy; nếu có xuất hiện thì thường xảy ra vào đầu và cuối mùa mưa (tháng 9)

 Thủy triều tương đối ổn định ít xảy ra hiện tương đột biến về dòng nước Hầu như không có lũ lụt, chỉ ở những vùng ven thỉnh thoảng có ảnh hưởng

Công trình bao gồm 1 tầng hầm, 11 tầng lầu và 1 tầng mái

Tầng hầm: phục vụ việc để xe, thoát rác và lắp đặt các hệ thống kỹ thuật khác của công trình

Tầng 1,2: siêu thị phục vụ nhu cầu cho dân cư trong khu nhà và các khu vực lân cận

Các tầng từ tầng 3 – 11: khu nhà ở cho các hộ dân cư

Tầng mái bố trí hệ thống bồn nước phục vụ sinh hoạt cho toàn công trình và heọ thoỏng choỏng seựt

Kiến trúc của công trình thuộc dạng khu nhà ở cao tầng với hình khối trụ chữ nhật có mặt bằng hình chữ nhật ở 2 tầng dưới lên trên phát triển thành dạng hình chữ thập tạo sự bề thế, hoành tráng cho công trình, đảm bảo các yêu cầu phù hợp về công năng, đồng thời hài hoà về kiến trúc mỹ quan đô thị và các yêu cầu về độ an toàn, vệ sinh, ánh sáng… Khu nhà ở đảm bảo yêu cầu về diện tích sử dụng của các phòng, độ thông thoáng, vệ sinh và an toàn khi sử dụng

Diện tích mặt bằng xây dựng là 65m×41.1m (2671.5 m 2 ), diện tích khu đất xây dựng là 54m×45.8m (2473.2 m 2 ) Xung quanh công trình được bố trí vành đai cây xanh và công viên tạo sự thông thoáng cho công trình Chiều cao toàn bộ công trình là H38.6m

Hình khối kiến trúc mang tính đơn giản phù hợp với môi trường xung quanh, mặt đứng trang trí kết hợp giữa tường gạch sơn gai với khung kính màu phản quan, các ban công được ốp gạch men Đồng Tâm, tầng 1 và tầng 2 được ốp hoàn toàn bằng đá granite tự nhiên tạo đường nét hài hoà và sang trọng cho công trình

Mặt bằng công trình ít thay đổi theo chiều cao tạo sự đơn giản trong kiến trúc Các căn hộ được bố trí nhiều cửa sổ và vách kính nên ánh sáng tràn ngập trong nhà tạo sự sảng khoái và khỏe mạnh cho người ở

1.5 GIAO THOÂNG TRONG COÂNG TRÌNH

Giao thông đứng liên hệ giữa các tầng thông qua hệ thống thang máy gồm có 3 thang và các cầu thang bộ hành nhằm liên hệ giao thông theo phương đứng và thoát hiểm khi có sự cố: 2 thang bộ từ tầng 1 đến tầng mái (thang CT2), 2 thang nội bộ cho khu vực thương mại (thang CT3 từ tầng hầm lên tầng 2), thang CT4 từ taàng 1 leân taàng 2)

Phần diện tích cầu thang bộ được thiết kế đảm bảo yêu cầu thoát người nhanh, an toàn khi có sự cố xảy ra Cầu thang máy này được đặt ở vị trí đối xứng hai bên nhà nhằm đảm bảo khoảng cách xa nhất đến cầu thang < 30m để giải quyết việc đi lại hằng ngày cho mọi người và khoảng cách an toàn để có thể thoát người nhanh nhất khi xảy ra sự cố

Giải pháp lưu thông theo phương ngang trong mỗi tầng là hệ thống hành lang giữa bao quanh khu vực thang đứng nằm giữa mặt bằng tầng, đảm bảo lưu thông ngắn gọn, tiện lợi đến từng căn hộ Ngoài ra còn có sảnh, hiên dùng làm mối liên hệ giao thông giữa các phòng trong một căn hộ

Bên cạnh đó, tòa nhà còn sử dụng hệ thống cửa sổ thông gió, chiếu sáng cho từng căn hộ trong toàn bộ công trình

1.6 CÁC GIẢI PHÁP KỸ THUẬT KHÁC

Công trình sử dụng điện được cung cấp từ hai nguồn: lưới điện thành phố và máy phát điện riêng có công suất 150KVA (kèm thêm 1 máy biến áp, tất cả được đặt dưới tầng hầm để tránh gây tiếng ồn và độ rung làm ảnh hưởng sinh hoạt)

Toàn bộ đường dây điện được đi ngầm (được tiến hành lắp đặt đồng thời khi thi công) Hệ thống cấp điện chính đi trong các hộp kỹ thuật luồn trong gen điện và đặt ngầm trong tường phải bảo đảm an toàn không đi qua các khu vực ẩm ướt, tạo điều kiện dễ dàng khi cần sữa chữa Ở mỗi tầng đều có lắp đặt hệ thống an toàn điện: hệ thống ngắt điện tự động từ 1A đến 80A được bố trí theo tầng và theo khu vực (đảm bảo an toàn phòng chống cháy nổ)

Mạng điện trong công trình được thiết kế với các tiêu chí như sau:

 An toàn: không đi qua khu vực ẩm ước như vệ sinh

 Dễ dàng sữa chữa khi có hư hỏng cũng như dễ cắt điện khi có sự cố

Công trình sử dụng nguồn nước lấy từ hệ thống cấp nước Thành phố chứa vào bể chứa ngầm sau đó bơm lên bể chứa nước mái (7.2m×5.9m×2.2m), từ đây sẽ phân phối đi xuống các tầng của công trình theo các đường ống dẫn nước chính Hệ thống bơm nước trong công trình được thiết kế tự động hoàn toàn để đảm bảo nước trong bể mái luôn đủ để cung cấp cho nhu cầu người dân và cứu hỏa

Các đường ống đứng qua các tầng đều được bọc trong hộp gen nước Hệ thống cấp nước đi ngầm trong các hộp kỹ thuật Các đường ống cứu hỏa chính được bố trí ở mỗi tầng dọc theo khu vực giao thông đứng

Giải pháp kiến trúc

Kiến trúc của công trình thuộc dạng khu nhà ở cao tầng với hình khối trụ chữ nhật có mặt bằng hình chữ nhật ở 2 tầng dưới lên trên phát triển thành dạng hình chữ thập tạo sự bề thế, hoành tráng cho công trình, đảm bảo các yêu cầu phù hợp về công năng, đồng thời hài hoà về kiến trúc mỹ quan đô thị và các yêu cầu về độ an toàn, vệ sinh, ánh sáng… Khu nhà ở đảm bảo yêu cầu về diện tích sử dụng của các phòng, độ thông thoáng, vệ sinh và an toàn khi sử dụng

Diện tích mặt bằng xây dựng là 65m×41.1m (2671.5 m 2 ), diện tích khu đất xây dựng là 54m×45.8m (2473.2 m 2 ) Xung quanh công trình được bố trí vành đai cây xanh và công viên tạo sự thông thoáng cho công trình Chiều cao toàn bộ công trình là H38.6m

Hình khối kiến trúc mang tính đơn giản phù hợp với môi trường xung quanh, mặt đứng trang trí kết hợp giữa tường gạch sơn gai với khung kính màu phản quan, các ban công được ốp gạch men Đồng Tâm, tầng 1 và tầng 2 được ốp hoàn toàn bằng đá granite tự nhiên tạo đường nét hài hoà và sang trọng cho công trình

Mặt bằng công trình ít thay đổi theo chiều cao tạo sự đơn giản trong kiến trúc Các căn hộ được bố trí nhiều cửa sổ và vách kính nên ánh sáng tràn ngập trong nhà tạo sự sảng khoái và khỏe mạnh cho người ở.

Giao thoâng trong coâng trình

Giao thông đứng liên hệ giữa các tầng thông qua hệ thống thang máy gồm có 3 thang và các cầu thang bộ hành nhằm liên hệ giao thông theo phương đứng và thoát hiểm khi có sự cố: 2 thang bộ từ tầng 1 đến tầng mái (thang CT2), 2 thang nội bộ cho khu vực thương mại (thang CT3 từ tầng hầm lên tầng 2), thang CT4 từ taàng 1 leân taàng 2)

Phần diện tích cầu thang bộ được thiết kế đảm bảo yêu cầu thoát người nhanh, an toàn khi có sự cố xảy ra Cầu thang máy này được đặt ở vị trí đối xứng hai bên nhà nhằm đảm bảo khoảng cách xa nhất đến cầu thang < 30m để giải quyết việc đi lại hằng ngày cho mọi người và khoảng cách an toàn để có thể thoát người nhanh nhất khi xảy ra sự cố

Giải pháp lưu thông theo phương ngang trong mỗi tầng là hệ thống hành lang giữa bao quanh khu vực thang đứng nằm giữa mặt bằng tầng, đảm bảo lưu thông ngắn gọn, tiện lợi đến từng căn hộ Ngoài ra còn có sảnh, hiên dùng làm mối liên hệ giao thông giữa các phòng trong một căn hộ

Bên cạnh đó, tòa nhà còn sử dụng hệ thống cửa sổ thông gió, chiếu sáng cho từng căn hộ trong toàn bộ công trình.

Các giải pháp kỹ thuật khác

Công trình sử dụng điện được cung cấp từ hai nguồn: lưới điện thành phố và máy phát điện riêng có công suất 150KVA (kèm thêm 1 máy biến áp, tất cả được đặt dưới tầng hầm để tránh gây tiếng ồn và độ rung làm ảnh hưởng sinh hoạt)

Toàn bộ đường dây điện được đi ngầm (được tiến hành lắp đặt đồng thời khi thi công) Hệ thống cấp điện chính đi trong các hộp kỹ thuật luồn trong gen điện và đặt ngầm trong tường phải bảo đảm an toàn không đi qua các khu vực ẩm ướt, tạo điều kiện dễ dàng khi cần sữa chữa Ở mỗi tầng đều có lắp đặt hệ thống an toàn điện: hệ thống ngắt điện tự động từ 1A đến 80A được bố trí theo tầng và theo khu vực (đảm bảo an toàn phòng chống cháy nổ)

Mạng điện trong công trình được thiết kế với các tiêu chí như sau:

 An toàn: không đi qua khu vực ẩm ước như vệ sinh

 Dễ dàng sữa chữa khi có hư hỏng cũng như dễ cắt điện khi có sự cố

Công trình sử dụng nguồn nước lấy từ hệ thống cấp nước Thành phố chứa vào bể chứa ngầm sau đó bơm lên bể chứa nước mái (7.2m×5.9m×2.2m), từ đây sẽ phân phối đi xuống các tầng của công trình theo các đường ống dẫn nước chính Hệ thống bơm nước trong công trình được thiết kế tự động hoàn toàn để đảm bảo nước trong bể mái luôn đủ để cung cấp cho nhu cầu người dân và cứu hỏa

Các đường ống đứng qua các tầng đều được bọc trong hộp gen nước Hệ thống cấp nước đi ngầm trong các hộp kỹ thuật Các đường ống cứu hỏa chính được bố trí ở mỗi tầng dọc theo khu vực giao thông đứng

Nước mưa từ mái sẽ được thoát theo các lỗ thu nước chảy vào các ống thoát nước mưa có đường kính  0mm đi xuống dưới Riêng hệ thống thoát nước thải sử dụng sẽ được bố trí đường ống riêng Nước thải từ các buồng vệ sinh có riêng hệ thống ống dẫn để đưa về bể xử lí nước thải rồi mới thải ra hệ thống thoát nước chung

Các căn hộ các hệ thống giao thông chính trên các tầng đều được chiếu sáng tự nhiên thông qua các cửa kính bố trí bên ngoài và các giếng trời bố trí bên trong coâng trình

Ngoài ra, hệ thống chiếu sáng nhân tạo cũng được bố trí sao cho có thể cung cấp ánh sáng được cho những chỗ cần ánh sáng

Tóm lại, toàn bộ toà nhà được chiếu sáng bằng ánh sáng tự nhiên (thông qua các cửa sổ, vách kính phản quang ở các mặt của tòa nhà) và bằng điện Ở tại các lối đi lên xuống cầu thang, hành lang và nhất là tầng hầm đều có lắp đặt thêm đèn chiếu sáng

 Thông gió: Ở các tầng đều có cửa sổ tạo sự thông thoáng tự nhiên Ở tầng thương mại sử dụng hệ thống thông thoáng nhân tạo bằng hệ thống máy lạnh trung tâm, quạt hút, … Riêng tầng hầm có bố trí thêm các lam lấy gió và ánh sáng

1.6.5 An toàn phòng cháy chữa cháy

Các thiết bị cứu hỏa và đường ống nước dành riêng cho chữa cháy đặt gần

 Hệ thống báo cháy: Ở mỗi tầng đều được bố trí thiết bị chữa cháy (vòi chữa cháy dài khoảng 20m, bình xịt CO2,…) Bồn chứa nước mái khi cần được huy động để tham gia chữa cháy Ngoài ra ở mỗi phòng đều có lắp đặt thiết bị báo cháy (báo nhiệt) tự động, thiết bị phát hiện báo cháy được bố trí ở mỗi tầng và mỗi phòng Ở nơi công cộng và mỗi tầng mạng lưới báo cháy có gắn đồng hồ và đèn báo cháy khi phát hiện được, phòng quản lí khi nhận tín hiệu báo cháy ngay lập tức sẽ có các phương án ngăn chặn lây lan và chữa cháy

 Hệ thống cứu hỏa: bằng hoá chất và bằng nước

Nước được trang bị từ bể nước tầng hầm, sử dụng máy bơm xăng lưu động Trang bị các bộ súng cứu hoả (ống và gai 20 dài 25m, lăng phun 13) đặt tại phòng trực, có 1 hoặc 2 vòi cứu hoả ở mỗi tầng tuỳ thuộc vào khoảng không ở mỗi tầng và ống nối được cài từ tầng một đến vòi chữa cháy và các bảng thông báo cháy

Các vòi phun nước tự động được đặt ở tất cả các tầng theo khoảng cách 3m một cái và được nối với các hệ thống chữa cháy và các thiết bị khác bao gồm bình chữa cháy khô ở tất cả các tầng Đèn báo cháy ở các cửa thoát hiểm, đèn báo khẩn cấp ở tất cả các tầng

Hoá chất: sử dụng một số lớn các bình cứu hoả hoá chất đặt tại các nơi có nguy cơ cao và tiện lấy khi có sự cố (cửa ra vào kho, chân cầu thang mỗi tầng)

Rác thải được tập trung từ các tầng thông qua lỗ thoát rác bố trí ở các tầng chứa ở gian rác được bố trí ở tầng hầm và sẽ có bộ phận đưa rác ra ngoài Gian rác được thiết kế kín đáo, xử lý kỹ lưỡng để tránh làm bốc mùi gây ô nhiễm

(Xem chi tiết cấu tạo kiến trúc công trình trong bản vẽ KT01, KT02, KT03, KT04, KT05)

PHO ỉN G KH ÁCH + A ấN

PHO ỉN G KH ÁCH + A ấN PHO ỉN G NG Ủ

PHO ỉN G NG UÛ PHO ỉN G NG UÛ PHO ỉN G NG UÛ

PHO ỉN G NG Ủ PHO ỉN G NG Ủ PHO ỉN G NG Ủ PHO ỉN G NG Ủ PHO ỉN G KH ÁCH + A ấN

PHO ỉN G NG UÛ PHO ỉN G NG UÛ

PHO ỉN G NG Ủ PHO ỉN G KH ÁCH + A ấN

PHO ỉN G NG Ủ PHO ỉN G KH ÁCH + A ấN 6000 6000 6000 6000 6000 6000 6000 6000 6000 54000

PHO ỉN G NG Ủ PHO ỉN G NG Ủ PHO ỉN G KH ÁCH + A ấN

CƠ SỞ TÍNH TOÁN – ĐẶC TRƯNG VẬT LIỆU

Cơ sở tính toán

Các tính toán thiết kế cho công trình đều dựa vào Hệ thống Tiêu chuẩn Việt Nam và các Tiêu chuẩn ngành sau:

TCVN 2737 – 1995: Tải trọng và tác động - Tiêu chuẩn thiết kế;

TCXD 229 – 1999: Chỉ dẫn tính toán thành phần động của tải trọng gió theo TCVN 2737 – 1995;

TCVN 356 – 2005: Keỏt caỏu beõtoõng coỏt theựp – Tieõu chuaồn thieỏt keỏ;

TCXD 198 – 1998: Nhà cao tầng – Thiết kế cấu tạo bêtông cốt thép toàn khoái;

TCXD 205 – 1998: Móng cọc – Tiêu chuẩn thiết kế;

TCXD 195 – 1997: Nhà cao tầng – Thiết kế cọc khoan nhồi.

Đặc trưng vật liệu

Để có sự thống nhất trong toàn bộ công trình và đơn giản trong quá trình thi công ta thống nhất sử dụng duy nhất một loại vật liệu (bêtông, cốt thép) cho toàn bộ công trình Cụ thể ta chọn vật liệu có các chỉ tiêu như sau:

Chọn bêtông B25 có các chỉ tiêu:

 Cường độ chịu nén tính toán: R b  14.5 MPa

 Cường độ chịu kéo tính toán: R bt  1.05 MPa

 Mô đun đàn hồi: E  30 10  3 MPa

Cốt thép chịu lực có  > 10 dùng thép A-II có:

 Cường độ chịu nén, kéo tính toán: R s  R sc  280 MPa ;

 Cường độ tính cốt ngang: R sw  225 MPa ;

 Mô đun đàn hồi: E  21 10 4 MPa

Cốt thép đai có   10 dùng thép A-II có:

Khóa 2005 Tính toán sàn tầng điển hình

 Cường độ chịu nén, kéo tính toán: R s  R sc  280 MPa ;

 Cường độ tính cốt ngang: R sw  225 MPa ;

 Mô đun đàn hồi: E  21 10 4 MPa

TÍNH TOÁN SÀN TẦNG ĐIỂN HÌNH

Sơ bộ chọn kích thước

Chọn chiều dày sàn dựa trên các yêu cầu:

 Về mặt truyền lực: đảm bảo cho giả thiết sàn tuyệt đối cứng trong mặt phẳng của nó (để truyền tải ngang, chuyển vị…) Do đó trong các công trình nhà cao tầng, chiều dày bản sàn có thể tăng đến 50% so với các công trình khác mà sàn chỉ chịu tải đứng Sàn phải đủ độ cứng để không bị rung động, dịch chuyển khi chịu tải trọng ngang (gió, bão, động đất ) làm ảnh hưởng đến kết cấu công trình Độ cứng trong mặt phẳng sàn phải đủ lớn để khi truyền tải trọng ngang vào cột, dầm, vách cứng,… giúp chuyển vị ở các đầu cột bằng nhau

 Yêu cầu cấu tạo: trong tính toán không xét việc sàn bị giảm yếu do các lỗ khoan treo móc các thiết bị kỹ thuật (ống điện, nước, thông gió,…)

 Yêu cầu công năng: do yêu cầu của kiến trúc công trình đòi hỏi tính thẩm mỹ cao, chiều cao thông thủy lớn,… nên trong sàn hạn chế bố trí các dầm phụ chia nhỏ ô sàn và dùng để đỡ tường xây Chính vì vậy, chiều dày sàn phải đáp ứng được yêu cầu không tăng độ võng khi xây tường trục tiếp lên mà không có dầm đỡ

Ngoài ra, ta còn xét đến yêu cầu chống cháy khi sử dụng

Chọn sơ bộ chiều dày bàn sàn theo công thức sau: h b D l 1

Do trong mặt bằng sàn tầng điển hình, sàn chủ yếu làm việc theo hai phương dạng bản kê 4 cạnh, vì vậy các hệ số chọn như sau:

D (hoạt tải tiêu chuẩn thuộc loại nhẹ)

0  b  h  chọn h b  120 mm để tính toán

Khĩa 2005 Tính toán sàn tầng điển hình

Cơ sở tính toán

Sàn được tính toán theo sơ đồ đàn hồi nhằm đảm bảo sàn làm việc trong trạng thái đàn hồi Kích thước tính toán của sàn được lấy từ tâm trục của dầm sàn

Các loại tải trọng tác động lên sàn đều qui về phân bố đều Kể cả các loại tải trọng tập trung theo phương dài như vách ngăn trên sàn

Nội lực của sàn được tính toán theo phương pháp tra bảng, xem các bản là ngàm khi h d / h b  3 và là tựa đơn khi h d / h b  3.

Sơ đồ các ô bản sàn

Từ mặt bằng sàn tầng điển hình sau khi đã bố trí hệ dầm chính và phụ chịu lực từ đó ta có được các loại ô bản sàn như sau:

Bảng 3.1: Phân loại ô sàn Ô bản l 1 (m) L 2 (m) l 2 /l 1 Sơ đồ

HÌNH 3.1 : Sơ đồ ký hiệu ô bản sàn

Tải trọng tác dụng

Các phòng chức năng: phòng khách, phòng ngủ, bếp,…

Trọng lượng các lớp cấu tạo sàn phòng chức năng:

Bảng 3.2: Tải trọng các lớp cấu tạo

Các lớp cấu tạo  (kN/m ) 3  (cm) n g tc (kN/m ) 2 g tt (kN/m ) 2

Trọng lượng tường ngăn xây trực tiếp lên sàn quy về tải phân bố đều:

Bảng 3.3: Tải trọng tường tác dụng lên từng ô bản Ô bản Kích thước Diện tích tường trên sàn  (kN/m ) 2 n g t (kN/m ) 2

Dựa vào chức năng của từng loại phòng trong công trình ta tra Bảng 3 trong TCVN 2737 – 1995 ta được hoạt tải tác dụng lên các ô sàn như sau:

Hoạt tải tác dụng lên các ô bản:

Bảng 3.3: Hoạt tải tác dụng lên sàn

STT Loại sàn p tc (kN/m 2 ) N p tt (kN/m 2 )

3 Phòng vệ sinh ở tầng 1 và tầng 2 2 1.2 2.4

4 Phòng khách, phòng ngủ, phòng ăn, vệ sinh căn hộ 1.5 1.2 1.8

Do khi số tầng nhà càng tăng lên, xác suất xuất hiện đồng thời tải trọng sử dụng ở các tầng càng giảm, nên khi thiết kế các kết cấu thẳng đứng của nhà cao tầng người ta sử dụng hệ số giảm tải Trong TCXD 198 – 1997 hệ số giảm tải được quy ủũnh nhử sau:

Khi diện tích sàn A  A 1  36 m 2 (Theo điều 4.3.4.2 TCVN 2737 – 1995)

Khi diện tích sàn A 1 36 A A 2 9 m 2 (Theo điều 4.3.4.2 TCVN 2737 – 1995)

Tổng tải trọng tác dụng lên từng ô bản xác định theo công thức sau: tt tt q  g  p (3.4)

Kết quả tổng hợp tải trọng tác dụng lên từng ô bản được cho trong bản sau:

Bảng 3.5: Tổng tải trọng tác dụng lên sàn

Phương pháp xác định nội lực ô bản

Khi l 2 / l 1  2 thì bản được xem là bản làm việc theo 2 phương

Tùy theo điều kiện liên kết của bản với các tường hoặc dầm BTCT xung quanh mà chọn sơ đồ tính cho phù hợp:

Liên kết được xem là tựa đơn khi:

 Bản tựa lên dầm BTCT có h d / h b  3;

Liên kết được xem là ngàm khi: bản tựa lên dầm BTCT (toàn khối) có h d / h b  3

Liên kết được xem là tự do khi: bản tự do hoàn toàn

Tính toán từng ô bản đơn theo sơ đồ đàn hồi bằng phương pháp tra bảng:

Momen dương lớn nhất ở giữa bản: M 1  m P i 1 (3.5) Momen âm lớn nhất ở gối: M I  k P i 1 (3.6)

Momen dương lớn nhất ở giữa bản: M 2  m P i 2 (3.7) Momen âm lớn nhất ở gối: M II  k P i 2 (3.8) Trong đó: i – số hiệu dạng ô bản ( i  1, 2, 3, ,11);

2 m i , k i 1 , k i 2 – là các hệ số được tra trong Phụ lục 12 trang 377 sách

“Kết cấu bêtông cốt thép (Tập 2)  Cấu kiện nhà cửa – Võ Bá Tầm”;

P  ql l 1 2 (q: tải phân bố trên ô bản); (3.9) l 1, l 2 : nhịp tính toán của ô bản (khoảng cách giữa các trục gối tựa)

Khi l 2 / l 1  2 thì bản làm việc theo một phương Phương chịu lực chính là phương cạnh ngắn nên ta chỉ cần tính cho cạnh ngắn còn cạnh dài thì bố trí thép theo cấu tạo

Cách tính nội lực ô bản: cắt bản theo phương cạnh ngắn với bề rộng b1 m và tính như dầm đơn giản.

Tính toán nội lực cho các ô bản

Các ô bản dạng bản làm việc một phương (loại bản dầm) là: 6, 12, 17, 18

Các ô bản đều kê lên dầm có tỉ số hd/hb > 3 nên liên kết giữa bản và dầm sẽ là ngàm Sơ đồ tính các ô bản là:

HÌNH 3.2 : Sơ đồ tính của sàn 1 phương

Giá trị momen tại gối và nhịp:

Các ô bản làm việc 2 phương (bản kê) là: 1, 2, 3, 4, 5, 7, 8, 9, 10, 11, 13, 14,

Các ô bản đều kê lên dầm có tỉ số hd/hb > 3 nên liên kết giữa bản và dầm sẽ là ngàm (sơ đồ 9) Sơ đồ tính các ô bản là:

HÌNH 3.3 : Sơ đồ tính của sàn hai phương

BẢNG KẾT QUẢ NỘI LỰC CÁC Ô SÀN

Bảng 3.6: Kết quả nội lực các ô sàn Ô bản L 1

Tính toán cốt thép các ô bản

Tính toán cốt thép cho bản bằng cách cắt một dải bản rộng 1m sau đó giải như dầm đơn giản dựa trên các công thức sau:

3.7.1 Tính toán diện tích cốt thép giữa nhịp theo phương cạnh ngắn l 1

Bảng 3.7: Tính toán diện tích cốt thép giữa nhịp theo phương cạnh ngắn l 1 Ô bản M 1

(kNm/m)  m  A S (cm 2 ) Chọn thép A s ch (cm 2 )  (%)

3.7.2 Tính toán diện tích cốt thép giữa nhịp theo phương cạnh dài l 2

Bảng 3.8: Tính toán diện tích cốt thép giữa nhịp theo phương cạnh dài l 2 Ô bản M 2

(kNm/m)  m  A S (cm 2 ) Chọn thép A s ch (cm 2 ) (%)

3.7.3 Tính toán diện tích cốt thép gối theo phương cạnh ngắn l 1

Bảng 3.9: Tính toán diện tích cốt thép gối theo phương cạnh ngắn l 1 Ô bản M I

(kNm/m)  m  A S (cm 2 ) Chọn theùp ch

3.7.4 Tính toán diện tích cốt thép gối theo phương cạnh dài l2

Bảng 3.10: Tính toán diện tích cốt thép gối theo phương cạnh dài l2 Ô bản M II

(kNm/m)  m  A S (cm 2 ) Chọn thép A s ch (cm 2 ) (%)

(Xem chi tiết bản vẽ thép sàn trong bản vẽ KC-01)

TÍNH TOÁN CẦU THANG ĐIỂN HÌNH CT2

Cấu tạo cầu thang CT2

- Cầu thang tầng điển hình CT2 thuộc cầu thang dạng bản 2 vế

- Chiều cao tầng điển hình là 3.4 m

- Chọn chiều dày bản thang là h120 mm

- Chọn kích thước dầm chiếu nghỉ DCN (200mm×300mm)

- Cấu tạo bản thang gồm các thành phần như sau:

 Lót gạch Ceramic có  g 20 kN/m 3 ,  g  1 cm, n1.2;

 Lớp vữa lót có  v  18 kN/m 3 ,  g  2.5 cm, n1.2;

 Các bậc thang xây bằng gạch có  g 18 kN/m 3 , n1.2;

 Bản thang BTCTcó  g  25 kN/m 3 ,  g  12 cm, n1.1;

 Lớp vữa trát có  v  18 kN/m 3 ,  g  1.5 cm, n1.2 Theo kiến trúc, mỗi vế cầu thang đều có 10 bậc kích thước như sau:

- Chiều rộng bậc b = 300mm ; chiều cao bậc h = 170mm

- Góc nghiêng bản thang: 1700 0.567 29.55 0 tg   3000   

Khóa 2005 Tính toán cầu thang CT2

Hình 4.1 : Mặt bằng cầu thang CT2

VỮA BÊTÔNG MÁC 75 DÀY 25 BẬC GẠCH THẺ

BẢNG BÊTÔNG CỐT THÉP VỮA TRÁC MÁC 75 DÀY 15 BÀN MASTIC SÔN NƯỚC

Hình 4.2: Cấu tạo cầu thang CT2

Tải trọng tác dụng lên bản thang

 Tải trọng tác dụng lên vế thang:

Bảng 4.1: Tải trọng bản thân bản thang

Cấu tạo bản thang  (kN/m ) 3  (cm) n g tc (kN/m ) 2 g tt (kN/m ) 2

Trong đó, trọng lượng các bậc thang xây bằng gạch được tính bằng cách quy về chiều dày tương đương của lớp vật liệu trải đều trên bản thang Chiều dày lớp tương đương để an toàn ta lấy la h b  cos 29 55 / 2  300  0 87 / 2  130 5 mm

 Tải trọng tác dụng lên chiếu nghỉ:

Bảng 4.2: Tải trọng bản thân chiếu nghỉ

Cấu tạo bản chiếu nghổ

  (cm) n g tc (kN/m ) 2 g tt (kN/m ) 2

Hoạt tải: theo TCVN 2737 – 1995 ta có:

 Hoạt tải tiêu chuẩn: p tc  4 kN/m 2

 Hoạt tải tính toán: p tt  1.2 4   4.8 kN/m 2

Tổng tải trọng tác dụng:

 Tải tác dụng lên vế thang: q vt 7.5834.812.383kN/m 2

 Tải tác dụng lên bản chiếu nghỉ: q cn 4.404 4.8 9.204 kN/m 2

Cắt một dải bề rộng 1m dọc theo bản thang, xem bản thang như là một dầm đơn giản kích thước (100cm×12cm)

Tải trọng phân bố lên dầm đơn giản:

Tải trọng tác dụng lên vế thang: m kN b q q 1  vt  12.383112.383 / ; Tải trọng tác dụng lên bản chiếu nghỉ:

2 cn 9.204 1 9.204 kN/m q  q   b   Để xác định chính xác sơ đồ tính của cầu thang ta phải dựa trên tỉ số b b / d d

E J E J , nhưng để đơn giản trong tính toán xét sơ đồ tính bản thang như sau:

Hình 4.3 : Sơ đồ tính bản cầu thang CT2

4.4 TÍNH TOÁN NỘI LỰC – TÍNH THÉP BẢN THANG

Lập mô hình các sơ đồ trong phần mềm tính toán kết cấu Sap2000V.12 và giải ta thu được biểu đồ momen, lực cắt và phản lực tại gối như sau:

Sơ đồ 2 đầu khớp để tính thép nhịp cho bản thang:

Hình 4.4 : Kết quả nội lực bản thang theo sơ đồ 2 đầu khớp

Sơ đồ 2 đầu ngàm để tính thép gối cho bản thang:

Hình 4.4 : Kết quả nội lực bản thang theo sơ đồ 2 đầu ngàm

Từ kết quả nội lực thu được từ sơ đồ tính 2 đầu khớp ta chọn giá trị momen dương lớn nhất để tính cốt thép nhịp bản

Từ kết quả thu được từ sơ đồ tính 2 đầu ngàm ta chọn giá trị momen âm lớn nhất để tính cốt thép gối cho bản

Tính toán cốt thép nhịp cầu thang theo giá trị momen dương lớn nhất max 30.93

Chọn thép bố trí cho bản thang là 14a100 có As = 1539mm 2

Hàm lượng cốt thép trong bản thang là: 1539 100 1.46%

Thép theo phương ngang bố trí cấu tạo chọn 6a250 có   0.13%

Tính toán cốt thép gối cầu thang theo giá trị momen âm lớn nhất max 17.02

Chọn thép bố trí cho bản thang là 12a150 có As = 754mm 2

Hàm lượng cốt thép trong bản thang là: 754 100 0.72%

 Thép theo phương ngang bố trí theo cấu tạo 6a250

2600 1.73 2 1500 l l    : bản được xem là bản làm việc theo 2 phương

Hình 4.5 : Sơ đồ tính chiếu nghỉ

Momen dương lớn nhất ở giữa bản: M 1  m P i 1 (5.1) Momen âm lớn nhất ở gối: M I  k P i 1 (5.2) Theo phương cạnh l :

Momen dương lớn nhất ở giữa bản: M 2  m P i 2 (5.3) Momen âm lớn nhất ở gối: M II  k P i 2 (5.4) Trong đó: i  số kí hiệu ô bản; m, k – là các hệ số được tra trong Phụ lục 12 trang sách “Kết cấu bêtông cốt thép (Tập 2)  Cấu kiện nhà cửa  Võ Bá Tầm”;

P  ql l 1 2 (q: tải phân bố trên ô bản)

Tính toán nội lực và thép trong bản:

Từ tỷ số l 2 / l 1  2.6 /1.5 1.73  ta tra Phụ lục 12-sơ đồ 8 được các hệ số:

Bảng 5.2: Tính thép cho bản chiếu tới

(KNm/m)  m  A S (cm 2 ) Chọn theùp ch

Chọn dầm chiếu nghỉ có tiết diện (200mm×300mm)

Trọng lượng bản thân dầm: g  1.1 25 0.2 0.3 1.65 kN/m    

Trọng lượng tường xây lên dầm: g t  b h n t t  t  0.2 1.7 1.1 18     6.732kN/m

Tổng tải trọng tác dụng lên dầm: q = g + gt + p1 = 1.65+6.732+26.244.622 KN/m

Hình 4.6 : Sơ đồ tính dầm chiếu nghỉ DCN

Tớnh theựp cho chieỏu nghổ:

Dieọn tớch coỏt theựp chũu keựo:

Chọn 316 As = 603.3 mm 2 , hàm lượng   1 %

Tính toán cốt đai cho dầm:

Chọn dsw = 6, số nhánh cốt đai n = 2

2 2 150 150 b bt o t sw sw bt ct ct s R n d R bh

Chọn cốt đai 6a150 để bố đoạn l/4 đầu dầm và 6a200 đoạn l/2 đoạn giữa nhòp

Tính coát xieân: s kN n d R q sw sw sw 49.5

Khả năng chịu tắt của cốt đai và bêtông:

Q wb  2  b 2 bt o 2 sw  98 3   39 078 Bêtông và cốt thép đủ khả năng chịu cắt không cần phải tính cốt xiên

Lực do bản thang truyền vào dầm chiếu nghỉ: p1 = 31kN/m

Lực do bản chiếu tới truyền vào dầm chiếu nghỉ:

 Qui đổi thành tải phân bố đều tương đương tác dụng lên dầm DCT

Tổng tải trọng tác dụng lên dầm:

Hình 4.6 : Sơ đồ tính dâm chiếu tới DCT

Tính thép cho dầm chiếu tới:

Chọn 220+116 As = 829.5 mm 2 , hàm lượng  4.5%

Bêtông và cốt thép đủ khả năng chịu cắt không cần phải tính cốt xiên

(Xem chi tiết bản vẽ cầu thang CT2 trong bản vẽ KC-02)

Tính dầm chiếu tới

Lực do bản thang truyền vào dầm chiếu nghỉ: p1 = 31kN/m

Lực do bản chiếu tới truyền vào dầm chiếu nghỉ:

 Qui đổi thành tải phân bố đều tương đương tác dụng lên dầm DCT

Tổng tải trọng tác dụng lên dầm:

Hình 4.6 : Sơ đồ tính dâm chiếu tới DCT

Tính thép cho dầm chiếu tới:

Chọn 220+116 As = 829.5 mm 2 , hàm lượng  4.5%

(Xem chi tiết bản vẽ cầu thang CT2 trong bản vẽ KC-02)

TÍNH TOÁN HỒ NƯỚC MÁI

Cấu tạo hình học

Hồ nước mái được bố trí trên tầng mái nhằm mục đích cung cấp nước sinh hoạt cho các hộ dân ở các tầng lầu phía dưới và dự trữ nước phục vụ công tác cứu hỏa

Chiều cao hồ nước mái h2.2 m;

Chiều rộng hồ l 1 = 5.4m; chiều dài hồ l 2 = 6m;

Chiều cao mực nước khi bơm đầy là 2 m

Ta có: l 2 / l 1 = 6/5.4 = 1.11 < 3 và h2.2 m2a  2 6 12 m  hồ nước mái thuộc dạng bể thấp

Dung tích của bể chứa là:V = 5.4 x 6 x 2 d.8m 3

Lổ thăm kích thước 600mm×600mm, được bố trí ở 4 góc hồ nước.

Tính toán bản nắp

Hình 5.1 : Sơ đồ hình học của bản nắp

Khóa 2005 Tính toán hồ nước mái

Sơ bộ chọn kích thước các dầm đỡ và chiều dày bản như sau:

Chiều dày bản nắp lấy là 10 cm;

Tiết diện dầm DN1 lấy là (200x350mm)

Tiết diện dầm DN2 lấy là (200x350mm)

Bảng 5.1: Trọng lượng các lớp cấu tạo lên bảng nắp

Hoạt tải: theo TCVN 2737 – 1995 ta có hoạt tải bản nắp gồm hoạt tải sửa chữa p tc  0.75 kN/m 2 , hệ số vượt tải n1.2  p tt  1.2 0.75   0.9 kN/m 2

Tải trọng toàn phần: q  g tt  p tt  3.746 0.9   4.646 kN/m 2

Ta có tỉ số h d / h b  350 /100  3.5  3 nên bản nắp có sơ đồ tính là sàn bản kê 4 cạnh ngàm vào dầm nắp DN Như vậy ta tính bản nắp theo sơ đồ ô bản số

Hình 5.2 : Sơ đồ tính bản nắp

5.2.2 Xác định nội lực trong bản kê 4 cạnh

Momen dương lớn nhất ở giữa bản: M 1  m P i 1 (5.1) Momen âm lớn nhất ở gối: M I  k P i 1 (5.2) Theo phương cạnh l 2:

Momen dương lớn nhất ở giữa bản: M 2  m P i 2 (5.3) Momen âm lớn nhất ở gối: M II  k P i 2 (5.4) Trong đó: i  số kí hiệu ô bản; m, k – là các hệ số được tra trong Phụ lục 12 trang sách “Kết cấu bêtông cốt thép (Tập 2)  Cấu kiện nhà cửa  Võ Bá Tầm”;

P  ql l 1 2 (q: tải phân bố trên ô bản)

5.2.3 Tính toán nội lực trong bản

Từ tỷ số l 2 /l 1 6/5.41.11 ta tra Phụ lục 12 được các hệ số:

Khóa 2005 Tính toán hồ nước mái m KNm l ql k M m KNm l ql k M m KNm l ql m M m KNm l ql m M

5.2.4 Tính toán cốt thép cho bản nắp Để tính cốt thép cho bản nắp ta cắt một dải bản rộng 1 m, sơ đồ tính như một dầm đơn giản có tiết diện 100×1000 mm

Chọn a  2.5 cm cho cả hai phương  h 0    h a 10 2.5   7.5 cm

Tính toán dựa trên các công thức sau:

Bảng 5.2: Tính thép cho bản nắp

(kNm/m)  m  A S (cm 2 ) Chọn theùp ch

Tính toán dầm nắp

Sơ đồ bản nắp truyền tải vào dầm:

Hình 5.3 : Sơ đồ tải trọng tác dụng lên dầm nắp

5.3.1 Tải trọng tác dụng lên dầm nắp

 Trọng lượng bản thân dầm: g bt  n bh   1.1 25 0.2 0.35 1.65 kN/m    

 Tĩnh tải do bản nắp truyền vào dầm có giá trị: g g bn tt 3.746kN

 Qui đổi thành tải phân bố đều tương đương tác dụng lên dầm

DN1 (có dạng hình thang): kN m b l a g g td ) 12 362 /

 Qui đổi thành tải phân bố đều tương đương tác dụng lean dầm

DN2 (có dạng tam giác):

Khóa 2005 Tính toán hồ nước mái g td 2  0 5 g l 1  0 5  3 746  5 4  10 114 kN / m

Suy ra: + Tổng tĩnh tải tác dụng lên dầm DN1: g td 1  g bt  g td 1  1.65 11.57   13.22 kN m /

+ Tổng tĩnh tải tác dụng lên dầm DN2: g td 1  g bt  g td 2  1.65 9.47 11.12   kN m /

 Hoạt tải do bản nắp truyền vào dầm có giá trị là: p  g tt  0 9 kN / m

 Qui đổi thành tải phân bố đều tương đương tác dụng lên dầm DN1: kN m b l a g g td ) 2 97 /

 Qui đổi thành tải phân bố đều tương đương tác dụng lên dầm DN2: g td 2  0 5 g l 1  0 5  0 9  5 4  2 43 kN / m

Vậy: + Tổng tải trọng tác dụng lên dầm DN1: q D 1  13.22 2.97 16.19   kN m /

+ Tổng tải trọng tác dụng lên dầm DN2: q D 1  11.12 2.43 13.55   kN m /

5.3.2 Sơ đồ tính và nội lực

Dùng sơ đồ khớp để tính thép cho nhịp

Dùng phần mềm Sap2000V.10 để giải cho từng trường hợp

Hình 5.4 : Kết quả nội lực dầm nắp

Khóa 2005 Tính toán hồ nước mái Đối với DN1:

Moâmen nhòp M = 76.42 kNm Lực cắt Qmax = 50.95 kN Đối với DN2

Moâmen nhòp M = 51.31 kNm Lực cắt Qmax = 38.32 kN

Chọn a  5 cm  h 0    h a 35 5   30 cm a/- Tính coát theùp cho daàm DN1

Chọn cốt đai 8a150 để bố đoạn l/4 đầu dầm và 6a200 đoạn l/2 đoạn giữa nhịp

Bêtông và cốt thép đủ khả năng chịu cắt không cần phải tính cốt xiên b/- Tính coát theùp cho daàm DN2

Bảng 5.3: Thép cho dầm nắp

Cấu kiện Momen(kNm) A S tính Thép chọn  Kiểm tra mm 2 Số lượng A S chon ( mm 2 ) %  min     max

Tính toán bản thành

Tĩnh tải: do bản thành làm việc theo phương ngang nên bỏ qua tĩnh tải theo phương thẳng đứng

+Áp lực nước thủy tĩnh có dạng tam giác tăng theo độ sâu, giá trị lớn nhất của áp lực thủy tĩnh tại chân bản thành:

5.4.2 Sơ đồ tính bản thành:

Sơ bộ chọn chiều dày bản thành lấy là 12 cm

Do hồ nước mái có tiết diện đáy là hình chữ nhật và có ta có tỉ lệ

5   và 6/232 nên bản thành làm việc một phương, các bản thành đều làm việc giống nhau Vì vậy sơ đồ tính giống nhau Cắt một dải bản

1 m theo chiều cao của thành bể, sơ đồ tính là sơ đồ một đầu ngàm và một đầu khớp

5.4.3 Tính toán nội lực và cốt thép:

Sơ đồ tính là sơ đồ dầm đơn giản một đầu ngàm, một đầu khớp Ta được biểu đồ momen như sau:

Hình 5.5 : Sơ đồ tính bảng thành

Do sơ đồ tính là hệ siêu tĩnh nên ta phải tính nội lực bằng phương pháp siêu tĩnh Tính trên hệ tổng quát ta thu được công thức tính nội lực cho sơ đồ treõn nhử sau:

Momen lớn nhất tại đầu ngàm: 2 24.5 2.2 2 7.91 kNm

Momen lớn nhất tại nhịp: 2 24.5 2.2 2 3.53 kNm

Bảng 5.4: Tính tóan cốt thép cho bản thành

Cốt thép ngang : do bản làm việc theo một phương nên thép theo phương ngang đặt theo cấu tạo, chọn a250.

Tính toán bản đáy

5.5.1 Chọn kích thước bản và các dầm đỡ bản đáy

Hình 5.6 : Sơ đồ hình học bản đáy

Sơ bộ chọn kích thước các dầm đỡ và chiều dày bản đáy như sau:

Chiều dày bản đáy chọn là 15 cm;

Tiết diện dầm DĐ1 và DĐ2 chọn là (300mm×800mm)

Tiết diện dầm phụ DĐ3 và DĐ4 chọn là (250mm×600mm)

5.5.2 Tải trọng tác dụng lên bản đáy

Bảng 5.5: Tải trọng bản thân bản đáy

Hoạt tải tác dụng lên bản đáy là áp lực nước:

+ Tải trọng toàn phần: q tt  g tt  p tt  5.14 24   29.14 kN/m 2

Ta có tỉ lệ l 2 /l 1 3/2.71.11 nên ta tính theo bản làm việc hai phương

Tương tự như bản nắp, ta có tỉ số giữa chiều cao dầm đáy và chiều dày bản đáy h d / h b  800 /150  5.3  3 nên liên kết giữa dầm đáy và bản là liên kết ngàm, còn liên kết giữa dầm phụ ở giữa và bản là liên kết tựa đơn vì

/ 600 /150 4 3 d b h h    Sơ đồ tính của bản đáy là sơ đồ số 6 (bản ngàm 2 cạnh)

Hình 5.7 : Sơ đồ tính bản đáy

Tương tự như tính toán bản nắp, từ tỉ số l 2 /l 1 3/2.71.11 tra Phụ lục 12 ta được hệ số :

Tương tự như tính sàn ta cắt một dải bản rộng 1 m, sơ đồ tính như dầm đơn giản

Chọn a  2.5 cm cho cả hai phương  h 0    h a 15 2.5 12.5 cm  

Bảng 5.6: Kết quả tính mômen bản đáy

Tính toán dầm đỡ bản đáy

Hình 5.8 : Sơ đồ tải trọng tác dụng vào bản đáy

5.6.1 Tải trọng tác dụng: tải trọng tác dụng lên mỗi dầm bao gồm:

 Trọng lượng bản thân dầm: g bt  n bh 

1.1 25 0.3 0.8 6.6 kN/m g bt      Dầm phụ DĐ3 và DĐ4 (250×600):

 Trọng lượng bản thành (chỉ có ở dầm đáy DĐ1 và DĐ2):

 Tĩnh tải do bản đáy truyền vào dầm có giá trị là: q tt  g tt  p tt  5.14 24   29.14 kN/m 2

DĐ2 và DĐ4 (có dạng tam giác): g td 1 0.5q l tt 1 0.5 29.14 2.7  39.34kN m/

DĐ1 và DĐ3 (có hình thang):

Do bản đáy không chịu đồng thời tải trọng do nước và hoạt tải sửa chữa nên ta bỏ qua giá trị hoạt tải

Vậy: + Tổng tải trọng tác dụng lên dầm DĐ1: q 1  g bt 1  g td 2  g thanh  6.6 48.08 6.27    60.95 kN m /

+ Tổng tải trọng tác dụng lên dầm DĐ2: q  g  g  g  6.6 39.34 6.27    52.21 kN m /

+ Tổng tải trọng tác dụng lên dầm DĐ3: q 3  g bt 2  2 g td 2  4.12 2 48.08 100.28    kN m /

+ Tổng tải trọng tác dụng lên dầm DĐ4: q 4  g bt 2  2 g td 1  4.12 2 39.34    82.8 kN m /

Tính hệ dầm đỡ bản đáy theo sơ đồ hệ dầm trực giao, dùng sơ đồ khớp để tính coat thép cho nhịp và sơ đồ ngàm để tính cốt thép cho gối

Hình 5.11 Kết quả nội lực dầm đáy theo sơ đồ ngàm 5.6.4 Tính toán cốt thép

Moment cực đại giữa nhịp: M max  683.49KNm

Moment cực đại tại gối: M max  376.97KNm

Lực cắt lớn nhất: Q max  308.98 KN

Tính toán cốt thép nhịp:

Chọn 330 và 328 và As = 3968.1 mm 2

Tính toán cốt thép gối:

Dieọn tớch coỏt theựp chũu neựn:

Khả năng chịu cắt của cốt đai và bêtông:

Moment cực đại giữa nhịp: M max  586.55kNm

Moment cực đại tại gối: M max  306.13kNm

Tính toán cốt thép nhịp:

Moment cực đại giữa nhịp: M max  321.58kNm

Moment cực đại tại gối: M max  131.65kNm

Moment cực đại giữa nhịp: M max  305.31KNm

Moment cực đại tại gối: M max  119.02KNm

Bảng 5.7: Kết quả tính thép bản đáy

Cấu kiện Momen(kNm) A S tính Thép chọn  Kiểm tra mm 2 Số lượng A S chon ( mm 2 ) %  min     max

HEÄ KEÁT CAÁU KHUNG  GIAẩNG

Phương pháp tính toán

6.2.1 Các mô hình tính toán kết cấu nhà cao tầng

Hiện nay trên thế giới có ba trường phái tính toán hệ chịu lực nhà nhiều taàng theồ hieọn theo ba moõ hỡnh nhử sau:

 Mô hình liên tục thuần túy: giải trực tiếp phương trình vi phân bậc cao, chủ yếu là dựa vào lý thuyết vỏ, xem toàn bộ hệ chịu lực là hệ chịu lực siêu tĩnh Khi giải quyết theo mô hình này, không thể giải quyết được hệ có nhiều ẩn Đó chính là giới hạn của mô hình này Tuy nhiên, mô hình này chính là cha đẻ của các phương pháp tính toán hiện nay

 Mô hình rời rạc (Phương pháp phần tử hữu hạn): rời rạc hóa toàn bộ hệ chịu lực của nhà nhiều tầng, tại những liên kết xác lập những điều kiện tương thích về lực và chuyển vị Khi sử dụng mô hình này cùng với sự trợ giúp của máy tính có thể giải quyết được tất cả các bài toán Hiện nay ta có nhiều phần mềm trợ giúp cho việc giải quyết các bài toán kết cấu nhưng thông dụng nhất ở nước ta là

Khóa 2005 Tính toán khung – giằng

 Mô hình rời rạc  liên tục: từng hệ chịu lực được xem là Rời rạc, nhưng các hệ chịu lực này sẽ liên kết lại với nhau thông qua các liên kết trượt (lỗ cửa, mạch lắp ghép,…) xem là liên tục phân bố liên tục theo chiều cao Khi giải quyết bài toán này ta thường chuyển hệ phương trình vi phân thành hệ phương trình tuyến tính bằng phương pháp sai phân Từ đó giải các ma trận và tìm nội lực

6.2.2 Giới thiệu về phương pháp phần tử hữu hạn (PTHH)

Trong phương pháp phần tử hữu hạn vật thể thực liên tục được thay thế bằng một số hữu hạn các phần tử rời rạc có hình dạng đơn giản, có kích thước càng nhỏ càng tốt nhưng hữu hạn, chúng được nối với nhau bằng một số điểm quy định được gọi là nút Các vật thể này vẫn được giữ nguyên là các vật thể liên tục trong phạm vi của mỗi phần tử, nhưng có hình dạng đơn giản và kích thước bé nên cho phép nghiên cứu dễ dàng hơn dựa trên cơ sở quy luật về sự phân bố chuyển vị và nội lực (chẳng hạn các quan hệ được xác lập trong lý thuyết đàn hồi) Các đặc trưng cơ bản của mỗi phần tử được xác định và mô tả dưới dạng các ma trận độ cứng (hoặc ma trận độ mềm) của phần tử Các ma trận này được dùng để ghép các phần tử lại thành một mô hình rời rạc hóa của kết cấu thực cũng dưới dạng một ma trận độ cứng (hoặc ma trận độ mềm) của cả kết cấu Các tác động ngoài gây ra nội lực và chuyển vị của kết cấu được quy đổi về các thành các ứng lực tại các nút và được mô tả trong ma trận tải trọng nút tương đương Các ẩn số cần tìm là các chuyển vị nút (hoặc nội lực) tại các điểm nút được xác định trong ma trận chuyển vị nút (hoặc ma trận nội lực nút) Các ma trận độ cứng, ma trận tải trọng nút và ma trận chuyển vị nút được liên hệ với nhau trong phương trình cân bằng theo quy luật tuyến tính hay phi tuyến tùy theo ứng xử thật của kết cấu Sau khi giải hệ phương trình tìm được các ẩn số, người ta có thể tiếp tục xác định được các trường ứng suất, biến dạng của kết cấu theo các quy luật đã được nghiên cứu trong cơ học

Sau đây là thuật toán tổng quát của phương pháp PTHH:

 Rời rạc hóa kết cấu thực thành thành một lưới các phần tử chọn trước cho phù hợp với hình dạng hình học của kết cấu và yêu cầu chính xác của bài toán.

 Xác định các ma trận cơ bản cho từng phần tử (ma trận độ cứng, ma trận tải trọng nút, ma trận chuyển vị nút ) theo trục tọa độ riêng của phần tử.

 Ghép các ma trận cơ bản cùng loại thành ma trận kết cấu theo trục tọa độ chung của cả kết cấu.

 Dựa vào điều kiện biên và ma trận độ cứng của kết cấu để khử dạng suy biến của nó.

 Giải hệ phương trình để xác định ma trận chuyển vị nút cả kết cấu.

 Từ chuyển vị nút tìm được, xác định nội lực cho từng phần tử.

 Vẽ biểu đồ nội lực cho kết cấu 

 Thật toán tổng quát trên được sử dụng cho hầu hết các bài toán phân tích kết cấu: phân tích tĩnh, phân tích động và tính toán ổn định kết caáu

Phân tích tĩnh kết cấu đàn hồi tuyến tính:

Phương trình cân bằng có dạng:

[K] – ma trận độ cứng của kết cấu được ghép lại từ các ma trận độ cứng của các phần tử hữu hạn;

{u} – ma trận chuyển vị nút của kết cấu được rời rạc hóa;

{P} – ma trận các tải trọng nút tương dương của kết cấu rời rạc hóa

Phân tích động kết cấu đàn hồi tuyến tính:

Phương trình cân bằng có dạng:

[M] – ma trận khối lượng tập trung từ các ma trận khối lượng của các phần tử;

[c] – ma trận các hệ số cản làm hao tốn năng lượng và dao động sẽ taét daàn;

{P} – ma trận các tải trọng kích thước, thường là các lực có chu kỳ phụ thuộc vào thời gian

Trường hợp dao động riêng của kết cấu không xét đến ảnh hưởng của lực kích thích và lực cản của môi trường phương trình (6.2) được viết lại tương ứng như sau:

Giả thiết dao động có dạng tuần hoàn:

{uo }  ma trận chuyển vị tại thời điểm t0;   tần số riêng của dao động

Từ (6.3) và (6.4) ta rút ra được dạng đặc trưng xác định tần số riêng :

Khai triển định thức (6.6) để xác định các tần số riêng  i tương ứng với các dạng dao động riêng của kết cấu.

Trong những năm gần đây, cùng với sự phát triển và thuận lợi của máy vi tính, ta có rất nhiều chương trình tính toán khác nhau, với các quan niệm tính toán và sơ đồ tính khác nhau Trong nội dung của Luận văn tốt nghiệp này ta chọn mô hình thứ ba (Mô hình rời rạc) với sự trợ giúp của phần mềm ETAB Version 8.84 để xác định nội lực của hệ kết cấu.

6.2.3 Đôi nét về phần mềm ETAB sử dụng trong tính toán kết cấu

ETAB của Mỹ là bộ chương trình phân tích thiết kế kết cấu chịu tác động của tải trọng: tĩnh, động, động lực học, ổn định công trình và nhiệt độ, động đất , với giả thuyết kết cấu có biến dạng nhỏ (tuyến tính) hoặc có biến dạng lớn (phi tuyến) ETAB được khởi thảo từ năm 1970 của một nhóm các nhà khoa học do giáo sư Edward L Winlson chủ trì thực hiện tại Trường Đại học Berkley bang California ETAB là một đột phá của họ phần mềm ETAB do hãng CSI (Computers and Structures Inc.) đưa ra vào cuối những năm 90 đầu năm 2000 Cho đến nay, ETAB đã phát triển nhiều phiên bản với nhiều đột phá về khả năng đồ họa, phương pháp tính toán, các tiêu chuẩn dùng để thiết kế, khả năng chia sẻ thông tin mạng và làm việc theo nhóm trên toàn cầu… Phiên bản mới nhất hiện nay vừa được công bố vào khoảng cuối năm 2004 là ETAB Version 9.0.3 với nhiều cải tiến vượt bậc, đây cũng là phiên bản được sử dụng để giải nội lực kết cấu trong luận văn này

Các tính năng của phần mềm:

 Phân tích tĩnh và động lực học

 Phân tích tuyến tính và phi tuyến, bao gồm cả phân tích động đất

 Phân tích cầu với tải trọng xe cộ di động

 Các phần tử mô hình gồm có: thanh dàn, dầm, cột, tấm vỏ – màng, phần tử hai chiều – ứng suất phẳng, đối xứng trục, phần tử khối Vật liệu đẳng hướng trục, vật liệu không đẳng hướng (vật liệu dị hướng) Phần tử phi tuyến và lò xo

 Nhiều cách thức ràng buộc các thành phần kết cấu, nhiều loại tải trọng và tổ hợp

 Khả năng giải các bài toán lớn không hạn chế số ẩn số, giải thuật ổn định và hiệu quả cao

Một số khái niệm được sử dụng:

 Label: nhãn là những tên (ký hiệu) mà ta gán cho các thành phần khác nhau để tạo nên các mẩu phần tử kết cấu và những phân tích của chuùng

 Joint: nút các phần tử là nơi giao nhau giữa các phần của kết cấu khi ta chia nhỏ công trình thành hữu hạn các phần tử

 Frame: bao gồm các cột thẳng đứng và các dầm nằm ngang Phần tử

Frame được tạo thành từ hai nút Tải trọng đứng được nhập trên các dầm trong từng khung, tải trọng ngang quy lực phân bố đặt tại trọng tâm mặt bằng sàn tại cao trình sàn Các tải tác dụng lên Frame gồm có tải phân bố đều, tải phân bố dạng tam giác, hình thang, lực tập trung lên phần tử

 Shell: là các phần tử tấm, vỏ (sàn, vách ) được tạo thành từ 3 đến 4 nút

Lực tác dụng lên Shell gồm lực phân bố trên diện tích Shell, áp lực nước, các lực tác dụng ở các nút Shell

 Hệ tọa độ tổng thể (Global coordainate system): là hệ trục chung cho toàn bộ công trình (tùy ý chọn) để từ đó xác định vị trí của từng phần tử

 Hệ trục tọa độ điạ phương (Local coordinate system): là hệ trục tọa độ của mỗi phần tử trong kết cấu dùng Hệ trục tọa độ này có ba trục ký hiệu là 1,2,3 được xác định theo quy tắc bàn tay phải

6.2.4 Các giả thiết khi tính toán nhà nhiều tầng được sử dụng trong ETAB

Sơ bộ chọn kích thước cột, dầm

Chọn kích thước dầm chính và dầm phụ theo công thức kinh nghiệm sau:

Kết hợp với yêu cầu kiến trúc ta chọn kích thước các dầm như sau:

Dầm đỡ hồ nước (đã chọn trong Chương 4: Tính toán hồ nước mái): dầm chớnh (300mmì800mm); daàm phuù (250mmì600mm)

Chọn tiết diện cột sơ bộ theo diện tích truyền tải từ sàn xuống cột:

Xác định sơ bộ lực dọc truyền lên cột bằng cách lấy tải trọng từ sàn truyền xuống mỗi cột theo diện truyền tải Gọi diện tích truyền tải tầng thứ i là

     Tải trọng tính toán truyền lên cột trong phạm vi diện ruyền tải S i gồm có: tổng tải trọng tác dụng lên sàn q s , trọng lượng bản thân dầm dọc và dầm ngang g d , trọng lượng tường xây trên dầm g t (nếu có), trọng lượng bản thân cột cuỷa taàng ủang xeựt g c

Lực dọc tác dụng lên chân cột của một tầng bất kì đang xét: i s i d t c

Tổng lực dọc tác dụng lên chân cột của tầng bất kì đang xét:

Thực tế cột còn chịu momen do gió nên cần tăng lực dọc tính toán:

Cột được xem như là nén đúng tâm: c tt n

HÌNH 6.1 : Mặt bằng bố trí cột

Dựa vào các công thức trên ta sơ bộ chọn kích thước cột các tầng như sau:

Bảng 6.1: Tiết diện cột chọn sơ bộ

Loại cột – Vị trí Tầng b (cm) h (cm)

Xây dựng mô hình tính toán trong ETAB

Tĩnh tải tác dụng lên khung bao gồm: trọng lượng bản thân các dầm, cột, các lớp cấu tạo sàn, tường bao che,… Trong ETAB ta chỉ cần khai báo thêm trọng lượng bản thân các lớp cấu tạo sàn, trọng lượng tường xây quy thành tải phân bố đều còn trọng lượng bản thân của dầm, cột, bản sàn phần mềm sẽ tự tính

Trọng lượng các lớp cấu tạo sàn, các phòng chức năng: phòng khách, phòng ngủ, bếp,… Sàn phòng vệ sinh do sử dụng biện pháp chống thấm là dùng lớp chống thấm TU (Black) có khối lượng tiêu chuẩn là 1.6 kg/m 2 , do khối lượng này nhỏ nên ta bỏ qua và lấy tĩnh tải cấu tạo các lớp cấu tạo sàn vệ sinh bằng với các phòng

Bảng 6.2: Trọng lượng các lớp cấu tạo sàn phòng chức năng và vệ sinh

Bảng 6.3: Trọng lượng các lớp cấu tạo sàn sân thượng

Các lớp cấu tạo  (kN/m ) 3  (cm) n g tc (kN/m ) 2 g tt (kN/m ) 2 Đan BTCT cách nhiệt 20 2 1.2 0.40 0.48

 Trọng lượng tường xây quy thành tải phân bố tác dụng lên sàn: trong

Chương 3: Tính toán sàn tầng điển hình ta đã tính được các tải phân bố đều lên các ô bản sàn tầng điển hình nhưng để đơn giản trong tính toán ta chọn giá trị lớn nhất để áp dụng cho tất cả các ô bản Chọn gt = 2.5KN/m 2 để tính Đối với sàn tầng hầm, tầng 1 và 2 do không có tường xây trực tiếp lên sàn nên ta không tính đến giá trị g t

 Trọng lượng tường xây trên dầm: để an toàn và đơn giản trong tính toán ta xem như tất cả các dầm chính đều có xây tường 200; các dầm phụ đều có xây tường 100

Tải phân bố lên dầm chính:

Tải phân bố lên dầm phụ: g tdp 0.1(3.4 0.5) 1.1 18   5.74KN m/

Như vậy tĩnh tải như sau:

Tầng hầm và tầng 1,2: g1 = 1KN/m 2 Tầng 3 đến 10: g2 = 1 + 2.5 = 3.5KN/m 2

 Áp lực đất tầng hầm: bỏ qua vì ta xem các tường chắn làm việc độc lập đã chịu hết tải này

 Hoạt tải: theo Bảng 3 TCVN 2737 – 1995

 Hoạt tải sàn: tùy theo chức năng của các ô bản mà ta có các loại sau:

Bảng 6.4: Hoạt tải tác dụng lên các phòng chức năng

STT Loại sàn p tc (kN/m 2 ) n p tt (kN/m 2 )

2 Siêu thị, cửa hàng (tầng 1 và tầng

3 Phòng vệ sinh ở tầng 1 và tầng 2 2 1.2 2.4

4 Phòng khách, phòng ngủ, phòng ăn, vệ sinh căn hộ 1.5 1.2 1.8

 Hoạt tải sửa chữa mái: p tt  1.3 0.75   0.975 kN/m 2

Chiều cao công trình là H = 38.6m < 40m nên ta chỉ tính đến thành phần tĩnh của tải trọng gió

Công trình nằm tại Thành phố Hồ Chí Minh nên nằm trong vùng áp lực gió

II.A, có áp lực gió tiêu chuẩn là 0.95 kN/m 2 Theo mục 6.4.1 thì giá trị của áp lực

Khóa 2005 Tính toán khung – giằng gió sẽ được giảm đi 0.12 kN/m 2 do khu vực nằm trong vùng A là vùng chịu ảnh hưởng của bão là yếu Áp lực gió tiêu chuẩn tác dụng lên công trình là:

W    Áp lực gió thay đổi tăng dần theo độ cao Để đơn giản trong tính toán ta xem trong khoảng chiều cao mỗi tầng áp lực gió phân bố đều Khi tính toán nội lực khung tải trọng gió được truyền vào dầm bằng cách nhân thành phần tĩnh của tải trọng gió với chiều cao truyền tải hai bên dầm

Giá trị tiêu chuẩn thành phần tĩnh của áp lực gió W t tc ở độ cao zj so với mặt đất được xác định theo tính theo:

C – hệ số khí động, tra Bảng 6 trong TCVN 2737 – 1995 ta được: d 0.8

C  (phía đón gió); C h  0.6 (phía khuất gió);

C   k – hệ số tính đến sự thay đổi độ cao của áp lực gió, được lấy theo Bảng 5 trong TCVN 2737 – 1995 địa hình C và có giá trị thay đổi theo độ cao

Giá trị tính toán thành phần tĩnh của áp lực gió W t tt ở độ cao zj so với mặt đất được xác định theo tính theo: tt tc t t

(n  hệ số vượt tải của tải trọng gió, n1.2)

Bảng 6.5: Tải trọng gió tĩnh

Tầng Cao độ z(m) k W t tc (kN/m 2 ) W t tt (kN/m 2 )

Bảng 6.6: Tải trọng gió tĩnh qui thành lực tập trung trên mỗi sàn

Taàng W t tt (kN/m 2 ) h(m) FX kN ( ) FY kN ( )

6.4.2 Các trường hợp tải trọng

Theo TCVN 2737 – 1995 về tải trọng và tác động, tải trọng được chia thành:

 Tải trọng thường xuyên: là các tải không biến đổi trong suốt quá trình xây dựng và sử dụng công trình bao gồm khối lượng các kết cấu chịu lực và các kết caáu bao che

 Tải trọng tạm thời: bao gồm các loại tải dài hạn và ngắn hạn xuất hiện trong một gian đoạn nào đó trong quá trình xây dựng và sử dụng như:

 Tải trọng tạm thời dài hạn: các vách ngăn, thiết bị và vật dụng sử dụng thường xuyên

 Tải trọng tạm thời tác dụng ngắn hạn: khối lượng người, các tác động lên sàn, tải trọng do quá trình thi công, tải trọng do gió tác dụng

Dựa vào sự phân loại trên, ta chọn các trường hợp tải tác động lên công trình bao gồm 9 trường hợp tải trọng như sau:

Tĩnh tải chất đầy Hoạt tải cách nhịp 1

Hoạt tải cách nhịp 2 Hoạt tải cách nhịp 3

Hoạt tải cách nhịp 4 Gió X – X’

HÌNH 6.2 : Các trường hợp tải trọng 6.4.3 Tổ hợp nội lực

Trong thực tế công trình không chịu tác động cùng một lúc tất cả các trường hợp tải trọng nên ta cần tiến hành tổ hợp nội lực để xác định được nội lực nguy hiểm nhất có thể xảy ra trong kết cấu trong suốt quá trình làm việc của công trình Theo qui phạm TCVN 2737 – 1995 ta có các trường hợp đặt tải và tổ hợp sau:

 Tổ hợp cơ bản chính: 1 tĩnh tải + 1 hoạt tải (hệ số tổ hợp cho tĩnh tải và hoạt tải là 1);

 Tổ hợp phụ: 1 tĩnh tải + 2 hoạt tải trở lên (hệ số tổ hợp cho tĩnh tải là 1 và cho tất cả các hoạt tải là 0.9)

Với 9 trường hợp tải tác dụng lên kết cấu công trình như đã xét ở trên ta có

53 cấu trúc tổ hợp nội lực như sau:

Bảng 6.6: 53 cấu trúc tổ hợp nội lực công trình

Tổ hợp Tải trọng Hệ số tổ hợp

Nhưng qua so sánh thấy rằng momen lớn nhất ở các phần tử fram khi tổ hợp nội lực với khi chất đầy hoạt tải cũng không chênh lệch nhau nhiều lắm, nên để dễ dàng kiểm soát số liệu nên chọn trường hợp hoạt tải chất đầy để tổ hợp nối lực với gió Ta có các trường hợp tải trọng sau:

Từ đó ta có các cấu trúc tổ hợp sau:

Tổ hợp Tải trọng Hệ số tổ hợp

THOÁNG KEÂ ẹềA CHAÁT

Các chỉ tiêu vật lý cần thống kê

- Thống kê trực tiếp: Độ ẩm W, Dung trọng tự nhiên  w, tỷ trọng hạt , giới hạn chảy WL, giới hạn dẻo WP

- Thống kê gián tiếp: Dung trọng khô  k, Dung trọng đẩy nổi  s , Độ bão hoà

S, hệ số rỗng e, độ rỗng n, chỉ số dẻo IP , độ sệt IL.

Trình tự thống kê

7.3.1 Thống kê các chỉ tiêu vật lý

Tính giá trị trung bình các chỉ tiêu:

(7.1) Độ lệch toàn phương trung bình :

 neáu n  25 (7.3) với : A i là giá trị riêng của chỉ tiêu từ một thí nghiệm riêng n là số lần thí nghiệm

Loại bỏ sai số A ra khỏi tập hợp : n A A n i

Khóa 2005 Thống kê địa chất với  là tiêu chuẩn thống kê, lấy theo số lượng mẫu thí nghiệm n Tra bảng

Xác định hệ số biến động  :

Hệ số biến động  phải nhỏ hơn hệ số biến động cho phép   , tra bảng phụ thuộc vào từng loại đặc trưngvật lý khác nhau: Đặc trưng của đất Hệ số biến động   

Trọng lượng riêng 0.05 Độ ẩm tự nhiên 0.15

Chỉ tiêu sức chống cắt 0.30

Cường độ nén một trục 0.40

Khi  >    thì chia lớp đất trên thành 2 hay nhiều lớp đất khác sao cho thỏa    rồi tính toán lại từ đầu

 Đưa ra giá trị A tc

Sau khi loại bỏ sai số thô và chia lại lớp đất (nếu cần) ta sẽ được 1 tập hợp mới của đại lượng A

 Tính toán giá trị A tt cho toàn lớp đất:

Với dung trọng tự nhiên  w và cường độ chịu nén một trục R c n t 

   (7.8) t hệ số phụ thuộc vào xác suất tin cậy

Khóa 2005 Thống kê địa chất

 Khi tính toán nền theo cường độ và ổn định thì ta lấy các đặc trưng tính toán TTGH I  =0.95

 Khi tính toán nền theo biến dạng thì ta lấy các đặc trưng tính toán theo TTGH II =0.85

7.3.2.Thống kê các chỉ tiêu cường độ

Ta dùng hàm LINEST trong Excel

 Tính toán giá trị A tt cho toàn lớp đất:

Với lực dính C và hệ số ma sát tg  , ta có:

7.3.3 Thống kê các chỉ tiêu còn lại

Phần tính toán

7.4.1 Các chỉ tiêu vật lý cơ bản

Bùn sét lẫn hữu cơ vân cát bụi, màu xám đen đến xám xanh, độ dẻo cao trạng thái rất mềm; có bề dày tại H1 = 13,4m; H2 = 13,1m; H3 = 15.6m

STT Số hiệu mẫu  s (g/cm 3 ) ( s -  stb ) Ghi chuù

Giá trị tiêu chuẩn tb = 0.500 (g/cm 3 )

Giá trị tính toán: stt = 0.500 ± 0.0142 (g/cm 3 )

Trạng thái dẻo mềm, có bề dày tại H1=1,9m

Trạng thái dẻo cứng; có bề dày tại H1 = 14,1m; H2 = 12,1m; H3 = 13,3m

STT Số hiệu mẫu W (%) G S W L (%) W P (%)  s (g/cm 3 )

Trạng thái nửa cứng, có bề dày tại H1 = 3,8m; H2 = 7,2m; H3 = 3,7m

Tại hố khoang 1 trạng thái nửa cứng dày 1,8m

Tại hố khoan 2 và 3 trạng thái dẻo cứng có bề dày tại H2 = 2,6m; H3 2,5m

7.4.2 Thống kê các chỉ tiêu cường độ

TRẠNG THÁI GIỚI HẠN II  = 0.85 nW T = 1,05

 tg  t   tg  1,05x0,2270,238  c  t   c  1 , 05 x 0 , 044  0 , 046 tg 1 tg(1 tg  )0.0721(10,238)tg 1 0,0550,089 o o 5 , 08 15

Số hiệu mẫu (kG/cm 2 ) (kG/cm 2 ) C tc  tc ( o )

kG/cm 2 ) kG/cm 2 ) BẢNG KẾT QUẢ LINEST

TRẠNG THÁI GIỚI HẠN II  = 0.85 n = 66 T = 1,05

Số hiệu mẫu  (kG/cm 2 ) (kG/cm 2 ) BẢNG KẾT QUẢ LINEST

TRẠNG THÁI GIỚI HẠN II  = 0.85 n $ T = 1,06

 tg  t   tg  1,06x0,0430,046  c  t   c  1 , 06 x 0 , 092  0 , 098 tg 2 c tg(1 tg  )0,281(10,046)tg 2 c 0,2680,294 o o c 15 16,4

Số hiệu mẫu (kG/cm 2 )(kG/cm 2 ) BẢNG KẾT QUẢ LINEST

 tg tk tk tg tg tg     o o tk 10,9 18,6

 tc c tk tk c c c  (kG/cm 2 )

 tg tk tk tg tg tg     o o tk  12 , 6  17 , 1

 tc c tk tk c c c  (kG/cm 2 )

PHƯƠNG ÁN:MÓNG CỌC KHOAN NHỒI

Giới thiệu sơ lược về cọc khoan nhồi

8.1.1 Đặc điểm của cọc khoan nhồi và phạm vi áp dụng

Cọc khoan nhồi là loại cọc được đổ bêtông tại chỗ và thi công bằng nhiều phương pháp khác nhau tùy theo yêu cầu truyền tải của công trình

Trong những năm 80, ở nước ta đã sử dụng loại cọc khoan nhồi bằng phương pháp tạo lỗ thủ công để tạo nên cọc, cho đến nay chúng ta đã sử dụng các thiết bị hiện đại để tạo lỗ (máy khoan) và bơm bêtông vào lỗ khoan theo các biện pháp và qui trình thi công khác nhau

Cọc khoan nhồi được sử dụng rộng rãi trong các ngành cầu đường, trong các công trình thủy lợi, trong những công trình dân dụng và công nghiệp Đối với việc xây dựng nhà cao tầng ở các đô thị lớn nhất là tại Tp Hồ Chí Minh trong điều kiện xây chen là chủ yếu, khả năng áp dụng cọc khoan nhồi đã được phát triển và ngày càng được sử dụng rộng rãi hơn do nhu cấu nhà ở cao tầng tại Việt Nam tăng lên trong những năm tới đây

8.1.2 Ưu  Nhược điểm của cọc khoan nhồi

 Có khả năng chịu tải lớn, sức chịu tải của cọc khoan nhồi có thể đạt đến ngàn tấn nên thích hợp với các công trình cao tầng, các công trình có tải trọng lớn…

 Không gây ra ảnh hưởng chấn động đối với các công trình xung quanh, thích hợp với việc xây chen ở các đô thị lớn, khắc phục được các nhược điểm của các loại cọc đóng khi thi công trong điều kiện này

 Có khả năng mở rộng đường kính và chiều dài cọc đến mức tối đa Hiện nay có thể sử dụng loại đường kính cọc khoan nhồi từ 600 mm đến 2500 mm hoặc lớn hơn (cọc khoan nhồi móng trụ cầu Cần Thơ có đường kính 3000 mm, sâu 98 m) Chiều sâu cọc khoan nhồi có thể hạ đến độ sâu 100 m (trong điều kiện kĩ thuật thi công ở Việt Nam) Trong điều kiện thi công cho phép, có thể mở rộng đáy với các hình dạng khác nhau như các nước phát triển đang thử nghiệm

Khóa 2005 Tính toán móng cọc khoan nhồi

 Lượng cốt thép bố trí trong cọc khoan nhồi thường ít hơn so với cọc đóng do trong cọc khoan nhồi cốt thép chủ yếu dùng để chịu tải trọng ngang (đối với cọc đài cao)

 Có khả năng thi công cọc khi qua các lớp đất cứng nằm xen kẽ

 Theo tổng kết sơ bộ, đối với các công trình nhà cao tầng không lớn lắm

(dưới 12 tầng), kinh phí xây dựng nền móng thường lớn hơn 2 - 2.5 lần khi so sánh với các cọc ép Tuy nhiên, nếu số lượng tầng lớn hơn dẫn đến tải trọng công trình đòi hỏi lớn hơn, lúc đó giải pháp cọc khoan nhồi lại trở thành giải pháp hợp lý

 Công nghệ thi công đòi hỏi kỹ thuật cao, để tránh các hiện tượng phân tầng (có lỗ hổng trong bêtông) khi thi công đổ bêtông dưới nước có áp, có dòng thấm lớn hoặc đi qua các lớp đất yếu có chiều dày lớn (các loại bùn, các loại cát nhỏ, cát bụi bão hoà thấm nước)

 Biện pháp kiểm tra chất lượng bêtông trong cọc thường phức tạp gây nhiều tốn kém trong quá trình thực thi chủ yếu sử dụng phương pháp thử tải tĩnh, và siêu âm một số cọc thử để kiểm tra chất lượng bêtông cọc

 Việc khối lượng bê tông thất thoát trong quá trình thi công do thành lỗ khoan không bảo đảm và dễ bị sập vách lỗ khoan cũng như việc nạo vét ở đáy lỗ khoan trước khi đổ bê tông dễ gây ra ảnh hưởng xấu đối với chất lượng thi công cọc

 Ma sát bên thân cọc có phần giảm đi đáng kể so với cọc đóng và cọc ép do công nghệ khoan tạo lỗ

8.1.3 Sơ lược về công nghệ thi công cọc khoan nhồi

Cọc khoan nhồi là cọc được chế tạo ngay tại hiện trường bằng cách khoan trong đất những lỗ cọc có độ sâu và đường kính thiết kế, sau đó đặt lồng thép và nhồi bê tông vào cọc

Thi công cọc khoan nhồi gồm các bước cơ bản sau:

 Tạo hố khoan: có đường kính bằng đường kính ngoài của cọc BTCT (có dạng tròn) Hiện nay ở Việt Nam đã có máy khoan với đường kính bằng 600 mm,

800 mm, 1000 mm,1200 mm, 1500 mm, 2000 mm … Với chiều sâu lên đến 100 m

(như công trình cầu Mỹ Thuận, cầu Cần Thơ) Khi đào hố khoan ta phải giải quyết ổn định cho thành vách bằng cách bơm dung dịch Bentonite vào hố khoan trong khi đào và luôn giữ mực bùn Betonite trong hố móng cao hơn mực nước ngầm

 Thay bùn: sau khi hoàn tất việc tạo lỗ phải thay bùn khoan, tránh bùn bám vào các thanh thép, thông thường người ta thả một máy bơm bùn xuống tận đáy hố đào để bơm bùn khoan

 Đặt lồng thép: khi thả lồng thép vào hố khoan cần phải định vị cẩn thận để lồng thép được nằm giữa hố đào (bêtông sẽ bao phủ toàn bộ lồng thép sau khi đổ), sau đó đặt ông đổ bêtông (Trépie)

 Đổ bê tông vào hố khoan: đây là giai đoạn quan trọng nhất quyết định chất lượng cọc khoan nhồi Đổ thật nhanh mẻ 5 m 3 hoặc 8 m 3 bêtông đầu tiên trong tối đa 2 phỳt sau cho bờtụng phủ nhanh đầu ống (Trộpie) nhằm đểồ bờtụng luụn chảy xuống dưới lớp bùn và không hòa lẫn vào dung dịch Bentonite, đồng thời đẩy dung dịch Bentonite ra ngoài, (kết hợp với việc thu hồi dung dịch Bentonite) hạn chế đi phần lớn sự xâm nhập dung dịch Bentonite vào bêtông

 Yêu cầu khác: mác bêtông, độ sụt, các điều kiện về độ nhớt dung dịch

Cọc được thi công bằng cách khoan tạo lỗ Ống vách đặt sâu 2 m (có nơi

Phân loại móng trong công trình

Dựa vào kết quả nội lực đã giải ở phần tính toán khung Chương 6: Phương án Hệ kết cấu khung - giằng (ở đây ta sử dụng kết quả nội lực của phương án kết cấu đã chọn là Phương án Hệ kết cấu khung giằng), ta phân cùng một loại móng cho các chân cột có lực dọc lệch nhau không quá 15% Kết quả ta có mặt bằng móng như sau:

Lý thuyết tính toán cọc khoan nhồi

HÌNH 8.1 : Mặt bằng bố trí móng

8.3 LÍ THUYẾT TÍNH TOÁN CỌC KHOAN NHỒI

8.3.1 Tải trọng tác dụng lên móng

Nội lực để tính toán móng được lấy từ nội lực chân cột tại vị trí cần thiết kế móng sau đó quy đổi về vị trí trọng tâm móng

Các trường hợp tổ hợp tải trọng cho móng:

 Tổ hợp tải trọng chính: bao gồm các tải trọng thường xuyên, các tải trọng tạm thời tác dụng lâu dài và một trong các tải trọng tạm thời tác dụng ngắn hạn

 Tổ hợp tải trọng phụ: bao gồm các tải trọng thường xuyên, các tải trọng tạm thời tác dụng lâu dài và ít nhất là hai tải trọng tạm thời tác dụng ngắn hạn

 Tổ hợp tải trọng đặc biệt: bao gồm các tải trọng thường xuyên, tải trọng tạm thời tác dụng lâu dài, một vài tải trọng tạm thời tác dụng ngắn hạn và một số tải trọng đặc biệt tạm thời như động đất, nổ, địa chấn…

Thông thường ta cần xác định các cặp nội lực như sau:

Cặp 2: M x max , M tu y , N tu , Q x tu ,Q tu y

Cặp 3: M y max ;M x tu ;N tu ;Q x tu ;Q y tu Cặp 4: Q x max ;Q tu y ;M x tu ;M tu y ;N tu Cặp 5: Q y max ; Q tu x ; M tu x ; M y tu ; N tu ;

Cặp 1 dùng để tính toán móng, còn hai cặp nội lực còn lại dùng để kiểm tra khả năng chịu tải trọng ngang của móng

8.3.2 Các trạng thái giới hạn dùng trong tính toán móng cọc

Tính toán sức chịu tải của cọc phải thực hiện theo hai trạng thái giới hạn:

 Về độ bền của kết cấu cọc

 Về ổn định của đất nền quanh cọc khi cọc chịu tải trọng ngang

 Về ổn định trượt của móng

 Về sức chịu tải của đất nền dưới đáy móng

 Về độ lún của nền móng cọc do tải trọng thẳng đứng gây ra

 Về chuyển vị của cọc (hướng thẳng đứng, nằm ngang, góc xoay của đầu cọc) cùng với đất nền do tác dụng của tải trọng thẳng đứng, tải trọng ngang và momen

8.3.3 Tính toán độ sâu đặt đài cọc  Chọn cọc và tính toán cốt thép cho cọc

Chiều sâu đài cọc ta chọn trước sao cho hợp lý và dễ dàng khi thi công

(khối lượng đào đất không quá lớn), sau này ta sẽ kiểm tra lại điều kiện móng chịu tải trọng ngang xem độ sâu chôn móng đã chọn có hợp lý hay không

Dựa vào tải trọng móng phải chịu ta chọn tiết diện cọc và tính cốt thép cho cọc theo điều kiện làm việc của cọc Ban đầu ta dựa vào điều kiện hàm lượng cốt thép cấu tạo trong cọc để tính cốt thép cho cọc, sau này sẽ kiểm tra lại lượng cốt thép đã chọn theo điều kiện cọc chịu tải trọng ngang (cốt thép trong cọc khoan nhồi được bố trí chủ yếu để chịu tải trọng ngang này)

8.3.4 Xác định sức chịu tải dọc trục của cọc

 Theo cường độ vật liệu:

Sức chịu tải của vật liệu cọc tính theo công thức sau: vl u b an a

R u  cường độ tính toán của bêtông cọc khoan nhồi, được xác định như sau: u 4.5

R  R khi đổ bêtông dưới nước hoặc dưới dung dịch sét, nhưng không lớn hơn 0.6 KN/cm 2 (với R là mác thiết kế của bê tông); u 4

R  R đối với cọc đổ bêtông trong lỗ khoan khô, nhưng không lớn hơn 0.7

A a  diện tích tiết diện ngang của cốt thép trong cọc, cm 2 ;

A b  diện tích tiết diện ngang của bêtông trong cọc, cm 2 ;

R an  cường độ tính toán của cốt thép, xác định theo:

+ Đối với thép có  < 28 mm, R an  R c /1.5 nhưng không lớn hơn 22 KN/cm 2 ;

+ Đối với thép có  >28 mm, R an  R c /1.5 nhưng không lớn hơn 20 KN/cm 2 ;

(R c  giới hạn chảy của thép, KN/cm 2 )

Thép A  II có giới hạn chảy R c = 28 KN/cm 2

R an   KN cm  chọn R an  18 kN/cm 2

 Theo cường độ đất nền: (Theo Phụ lục B TCXD 205  1998)

Theo Phụ lục B TCXD 205  1998 thì sức chịu tải của cọc bao gồm 2 thành phần: ma sát bên và sức chống dưới mũi cọc u s p s s p p

Do cọc đi qua nhiều lớp đất nên:

Q u  sức chịu tải cực hạn của cọc, KN;

Q s  sức chịu tải cực hạn do ma sát bên, KN;

Khóa 2005 Tính toán móng cọc khoan nhồi f s  ma sát bên đơn vị giữa cọc và đất, KN/m 2 ; q p  cường độ chịu tải của đất ở mũi cọc, KN/m 2 ;

A s  diện tích của mặt bên cọc, m 2 ;

A p  diện tích mũi cọc, m 2 ; f si  ma sát bên tại lớp đất thứ i, KN/m 2 ; l i  chiều dày của lớp đất thứ i, m; u  chu vi cọc, m;

Sức chịu tải cho phép của cọc tính theo công thức: p p s s a FS

FS  hệ số an toàn chung, FS 2 3;

FS s  hệ số an toàn dọc thân cọc, FS s   2 2.5;

FS p  hệ số an toàn ở mũi cọc, FS p   2 3;

Ma sát đơn vị f s tính theo công thức sau:

Trong đó: c a  lực dính giữa cọc và đất, c a = c (đối với cọc bêtông);

’ v  ứng suất theo phương thẳng đứng do tải trọng của cột đất;

K s  hệ số áp lực ngang trong đất, K s  K 0   1 sin a ;

 a  góc ma sát giữa cọc và đất nền, đối với cọc khoan nhồi a 3

   (với  là góc ma sát trong của lớp đất đang xét)

Cường độ chịu tải của đất ở mũi cọc q p tính theo công thức:

, c  trọng lượng thể tích và độ dính của đất nền tại mũi cọc;

R p  bán kính tiết diện cọc, m;

N c , N q , N   hệ số sức chịu tải phụ thuộc chủ yếu vào góc ma sát trong  của đất và hình dạng mũi cọc, tra Bảng 3.5 trang 174 sách “Nền móng  Châu Ngọc Ẩn”

8.3.5 Xác định số lượng cọc và bố trí cọc Ước tính số lượng cọc theo công thức: tt c a n k N

Trong đó: k  hệ số xét đến ảnh hưởng của momen tác động lên cọc, lấy từ

N tt  lực dọc tác động lên cọc, kN;

Q a  sức chịu tải dọc trục cho phép của một cọc, kN

Bố trí các cọc trong từng đài với khoảng cách các cọc phải đủ xa một cách hợp lý để nền đất dưới chúng ít ảnh hưởng lên nhau giữa các cọc và vùng bố trí cọc phải hợp lý nhằm không dẫn đến chi phí quá cao cho việc làm đài cọc

Khoảng cách giữa các cọc tốt nhất thường chọn 3D

8.3.6 Kiểm tra sức chịu tải của từng cọc trong móng cọc

 Tải trọng tác dụng lên cọc theo phương thẳng đứng:

 N  tổng tải trọng tính toán thẳng đứng tác dụng tại đáy đài cọc; n  số lượng cọc trong móng;

M x  momen tính toán của tải ngoài quanh trục x , đi qua trọng tâm của các tiết diện cọc;

M y  momen tính toán của tải ngoài quanh trục y , đi qua trọng tâm của các tiết diện cọc;

Khóa 2005 Tính toán móng cọc khoan nhồi x, y  tọa độ cọc cần xác định tải tác dụng trong hệ tọa độ Oxy của móng với góc O là trọng tâm của các tiết diện cọc tại đáy đài; x i , y i  tọa độ cọc thứ i trong hệ tọa độ trục Oxy của móng

 Tải trọng tác dụng lên cọc theo phương ngang:

Khi có tải ngang tác động, với đài cọc đủ cứng ta có thể phân chia tải ngang lên các đầu cọc Các lực ngang này phải nhỏ hơn lực ngang cho phép [Hng] cho bởi qui phạm xây dựng thường có được bằng việc thống kê kết quả các công trình đã xây dựng trên móng cọc

Xác định chuyển vị ngang cọc do lực ngang dưới chân cột gây ra nhằm đảm bảo thỏa điều kiện khống chế của công trình về chuyển vị ngang Đồng thời xác định các biểu đồ momen, lực cắt, ứng suất nhằm kiểm tra cốt thép trong cọc đủ khả năng chịu lực, cũng như vị trí cần cắt cốt thép Bên cạnh đó, phải kiểm tra điều kiện làm việc của đất nền xung quanh cọc

8.3.7 Tính lún móng theo móng khối quy ước

Tính lún bằng phương pháp cộng lún các lớp phân tố; chia nền đất dưới móng khối quy ước thành nhiều lớp, chiều dày mỗi lớp chia  0.4B mq , tính độ lún của từng lớp rồi cộng kết quả lại: S = S i Độ lún của mỗi lớp chia tính theo công thức:

S i - độ lún của lớp đất đang xét; e 1 - hệ số rỗng của đất tại điểm giữa lớp đang xét, ứng với ứng suất

z do trọng lượng bản thân đất e 2 - hệ số rỗng của đất tại điểm giữa lớp đang xét, ứng với tổng ứng suất do trọng lượng bản thân đất và do tải trọng ngoài

8.3.8 Tính toán thép cho đài móng

Tuỳ theo từng loại kích thước đài móng mà ta tính theo nhiều cách khác nhau

Tính toán móng M1

Từ kết quả giải nội lực khung ở Chương 6: Phương án Hệ kết cấu khung  giằng để tính toán móng Do tải truyền xuống chân cột là tải trọng tính toán nên để có tải trọng tiêu chuẩn ta lấy tải tính toán chia cho hệ số 1.1 Sau khi tổ hợp nội lực chân cột móng M1, ta có các cặp nội lực dùng để tính toán và kiểm tra móng nhử sau:

Bảng 8.1 Tải trọng chân cột móng M1 trục A  4 và F - 4

N (KN) M x (KNm) M y (KNm) Q x (KN) Q y (KN)

8.4.2 Độ sâu chôn móng  Chọn cọc và tính toán cốt thép trong cọc

Chọn chiều sâu đặt đài D f 5.6m tính từ cao trình mặt đất tự nhiên, cao trình mặt tầng hầm so với mặt đất tự nhiên là -3.6m

Lấy chiều dày các lớp đất tại hố khoan HK1 để tính toán Mực nước ngầm tại độ sâu +0.00 m

Cọc dự tính được khoan xuống lớp đất 2b, có độ sâu – 20.9 m kể từ mặt đất tự nhiên Chiều dài cọc bao gồm: đoạn cọc ngàm vào đài 0.1 m, đoạn đập đầu cọc để neo thép vào đài 0.6 m và chiều dài cọc đi qua các lớp đất Cao trình mũi cọc là

-41.7 m, như vậy tổng chiều dài cọc tính từ mặt sàn tầng hầm là 36.8 m

Chọn cọc có đường kính tiết diện là d 1m A p D 2 /40.785m 2

Lượng cốt thép trong cọc được lấy như sau:

 chọn 1220 có A a  37 68 cm 2 để bố trí

8.4.3 Tính toán sức chịu tải của cọc theo các chỉ tiêu

 Khả năng chịu tải theo vật liệu:

Khả năng chịu tải theo vật liệu làm cọc là: s sw b b vl R A R A

 Khả năng chịu tải theo chỉ tiêu cường độ đất nền:

(a) Tính toán sức kháng mũi của cọc:

Cường độ chịu tải của đất ở mũi cọc q p :

Lớp đất đặt mũi cọc là lớp số 2b có   13 6 0 và c  18 1 KN / m 2 tra Bảng 3.5 trang 174 sách “Nền móng  Châu Ngọc Ẩn” ta có:

s = 9,24KN/m 3 ; c = 18,1KN/m 2 ; Chiều sâu mũi cọc D f  41.7 m

BÙN SÉT SÉT SÉT PHA CÁT LỚP ĐẤT MỰC NƯỚC NGẦM ĐỘ SÂU m 1 3 2

HÌNH 8.2 : Sơ đồ các lớp đất cọc đi qua

(b) Tính toán sức chịu ma sát bên của cọc:

' (1 sin ) si ai vi ai ai f c    tg Trong đó:

      (l i chiều dày lớp đất thứ i)  ứng suất hữu hiệu theo phương thẳng đứng tại giữa lớp đất mà cọc đi qua Đối với cọc nhồi thì c ai  c ;  ai  i  3 0 ; u  chu vi cọc,u3.14*13.14m

Bảng 8.2:Bảng tính toán sức chịu ma sát bên của cọc

Lớp đất c  ai   s  Độ sâu K s  ’ v  f s f si *l i

(c) Sức chịu tải cho phép của cọc:

Sức chịu tải cực hạn của cọc tính theo công thức:

Sức chịu tải cho phép của cọc tính theo công thức :

 chọn sức chịu tải theo chỉ tiêu cường độ đất nền để tính toán

8.4.4 Xác định số lượng cọc trong đài :

Xác định khoảng cách giữa các cọc: bằng 3 lần đường kính của cọc (3d), nếu bước cọc a < 3d thì sẽ sinh ra hiệu ứng nhóm, hiệu ứng này sẽ làm giảm sức chịu tải của cọc trong nhóm so với SCT của từng cọc và làm tăng độ lún của cọc

Giả sử khoảng cách giữa các cọc là 3d, ta có công thức tính áp lực tính toán do phản lực đầu cọc tác dụng lên đáy đài như sau:

Q a - sức chịu tải tính toán của cọc khoan nhồi; d – đường kính của cọc

Diện tích sơ bộ đáy đài:

N - lực dọc tính toán đặt tại cốt đỉnh đài;

P tt - áp lực thực tế, P 0  P tt  h n ; h – chều cao đài, h = 1m; n – hệ số vượt tải, n = 1.1;

 - dung trọng bê tông,   25 kN m / 3

Trọng lượng tính toán sơ bộ của đài:

Số lượng cọc sơ bộ:

Bố trí cọc trong đài:

Khoảng cách giữa các cọc là: 3d = 3.100 = 300 cm

Khoảng cách giữa mép cọc hàng biên đến mép đài là: d/250cm;

Trọng lượng tính toán của đài:

Kiểm tra số lượng cọc theo điều kiện sau:

Vậy số lượng cọc đã chọn thỏa

HÌNH 8.3 : Kích thước đài móng M1

8.4.5 Kiểm tra khả năng chịu tải trọng đứng của cọc

Ta kiểm tra tải trọng tác dụng lên cọc với tổng lực dọc tính toán, momen theo hai phương (M x , M y ), lực ngang theo hai phương (Q x , Q y ) ẹieàu kieọn kieồm tra: max min 0 p Q a p

Giả sử chiều cao đài: H d  1 m

Dời các lực từ chân cột về trọng tâm đáy đài cọc ta được:

Tải trọng tác dụng lên cọc: max max max 2 2 min

Trong đó: n  số lượng cọc trong đài; y max, x max khoảng cách tính từ trục của hàng cọc chịu nén lớn nhất đến trục đi qua trọng tâm đài x max  1.5 ; m y max  0.0 m ;

 cọc đủ sức chịu tải trọng đứng và không xét đến khả năng chịu nhổ của cọc

8.4.6 Kiểm tra sức chịu tải dưới khối móng quy ước:

 Xác định kích thước khối móng quy ước:

Bảng 8.3: Tính giá trị góc ma sát trung bình

Kích thước móng quy ước a m ×b m xác định như sau:

Trong đó: a – khoảng cách giữa 2 mép ngoài của cọc theo phương l; b – Khoảng cách giữa 2 mép ngoài của cọc theo phương b; a = 3 + 2.(1/2) = 4m b = 0 + 2.(1/2) = 1m

L B m , m - chiều rộng và chiều dài đáy khối móng qui ước:

- Diện tích của móng khối qui ước :

 Trọng lượng khối móng qui ước:

Trọng lượng khối móng qui ước tính theo công thức sau:

N tc : Là tải trọng tiêu chuẩn tác dụng lên móng ( N tc  1920.6kN)

N c : Là tổng trọng lượng của cọc :

Nqu = Nqu1 + Nqu2 : Trọng lượng móng khối qui ước

N qu : Là trọng lượng của đài và đất tính từ đáy móng trở lên

N qu 2  1,1 xF x xh qu  _  1.1 15.056 20 5.6 1854.9 x x x  (kN)

+ Với : h = 5.6 : Chiều sâu chôn móng

N qu : Là trọng lượng bản thân đất từ đáy móng xuống mũi cọc

Bảng 8.4: Xác định trọng lượng bản thân từ đáy đài trở xuống

 Áp lực tiêu chuẩn ở đáy khối quy ước:

Momen ứng với trọng tâm móng khối quy ước là:

38.5 24.4 1 62.9 18.4 9.1 1 27.5 tc tc tc qux x y d tc tc tc quy y x d

  Áp lực tiêu chuẩn tại đáy móng khối quy ước: max min tc tc tc qu qux quy tc qu qu qu

W qu  momen chống uốn của khối móng quy ước,

594.74 / 2 tc tc mim tc tb

Trọng lượng thể tích trung bình các lớp đất từ mũi cọc trở lên:

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

1 2 ( ' ) tc m m II m tb tc tc

A, B, D  các hệ số tra bảng phụ thuộc  của đất nền dưới mũi cọc;

Lớp đất dưới mũi cọc có  a 13.6 o và c  14 5 KN / m 2 , tra Bảng 1.21 trang 53 sách “Nền móng – Châu Ngọc Ẩn” ta được:

 tb  trọng lượng riêng trung bình của các lớp đất trong móng khối quy ước;

 ’ trọng lượng riêng đẩy nổi của lớp đất mà mũi cọc tựa lên;

B m - cạnh ngắn khối móng qui ước, B m = 2.66 m;

H m  chiều cao khối đáy móng qui ước, H m  36.8 5.6   42.4 m ; k tc - hệ số tin cậy, lấy k tc  1; m m 1 , 2 - hệ số điều kiện làm việc của công trình và đất nền, m 1  1; m 2  1;

 Kiểm tra khả năng chịu tải của lớp đất đáy móng: kiểm tra điều kiện “nền còn làm việc như vật liệu đàn hồi”

Các điều kiện kiểm tra ổn định nền dưới đáy móng khối quy ước:

0 581.21 / 0 tc tc tc tc tb tb tc tc tc tc tc tc

Vậy nền dưới đáy móng khối quy ước thỏa các điều kiện về ổn định và đất nền vẫn còn làm việc như vật liệu đàn hồi

8.4.7 Kiểm tra lún nền dưới đáy móng khối quy ước:

- Ứng suất dưới đáy móng khối quy ước do trọng lượng bản thân đất gây ra:

- Ứng suất gây lún tại mũi cọc

  bt  5 P gl nên phải tính lún cho móng

- Tính toán độ lún theo phương pháp phân tầng cộng lún n zi gl i i i h

Với : i  0 , 8 (qui phạm cho trong mọi trường hợp  0 , 8)

- Chia chiều dày của các lớp đất ở dưới đáy móng khối qui ước thành những lớp có chiều dày : h i 0, 2B qu 0, 2 2.66x 0.532 (m)

- Vậy : Chọn chiều dày các lớp đất ở dưới đáy móng khối qui ước là : hi Khóa 2005 Tính toán móng cọc khoan nhồi

Ko : Hệ số phụ thuộc vào  

2 , được tra trong bảng 2.7 sách

“Nền và Móng Các Công Trình DD - CN” của GSTS Nguyễn Văn Quảng

 z gl  0 : Ứng suất gây lún tại mũi cọc (kN/m 2 )

- Tính ứng suất do trọng lượng bản thân theo công thức :

 qu : Dung trọng đất ở đáy móng khối qui ước (kN/m 3 ) i h i 

 : Áp lực do trọng lượng bản thân móng khối qui ước từ đáy đài trở xuống

Bảng 8.5: Kết quả tính lún dưới đáy khối móng quy ẹIEÅM Zi

(Tm 2 ) zi gl bt zi

Buứn seựt lẫn hữu cơ vân cát bụi

Sét, trạng thái dẻo mềm độ dẻo cao, trạng thái rất meàm

Sét, trạng thái nửa cứng

Thaáu kính, trạng thái nửa cứng

Sét, trạng thái dẻo cứng

- Mô hình tính toán độ lún là nửa không gian biến dạng tuyến tính với hạn chế qui ước nền có chiều dày từ đế móng khối qui ước đến độ sâu tại đó ứng suất gây lún bằêng 20% ứng suất do trọng lượng bản thân đất gây ra hay ( gl  5 zi bt zi

- Vậy vùng hoạt động nén lún của đất nền lấy đến độ sâu Z = 4.5 m so với đáy móng khối qui ước

- Độ lún cuối cùng của nền đất :

 Thỏa mãn yêu cầu về biến dạng

8.4.8 Kiểm tra xuyên thủng đài cọc:

HÌNH 8.5 : Tháp chọc thủng đài cọc

Chiều cao đài chọn ban đầu là h d  1 m  h 0  0.9 m

Lực có thể gây xuyên thủng cho đài là phản lực tại cọc chịu lực nén lớn nhaát: max 1205.2

Lực chống xuyên thủng của đài cọc:

Vậy chiều cao đài chọn ban đầu h d  1 m thỏa điều kiện xuyên thủng

8.4.9 Tính toán cốt thép cho đài cọc

Phản lực tại đầu cọc làm cho đài bị uốn nên phải bố trí cốt thép cho đài

Sơ đồ tính: xem đài cọc là một bản console 1 đầu ngàm với mép cột; ngoại lực tác dụng là phản lực đầu cọc

HÌNH 8.6 : Sơ đồ tính thép cho đài cọc

Lực nén lớn nhất tác dụng lên cọc biên: max 1205.2

Momen lớn nhất tại mặt ngàm II:

Chiều cao làm việc của đài: h 0  0.9 m

Diện tích cốt thép cần bố trí trong đài:

Khoảng cách can bố trí thép chịu lưc: b’ = b – 2a = 2 – 2 x 0.035 = 1.93m

Vậy: + Thép theo phương cạnh dài: 22a110

+ Thép phương cạnh ngắn bố trí 14a200 bố trí cho đáy đài

+ Theùp trung gian boá trí 10a300

+ Thép đỉnh đài đuợc bố trí để chống lại sự biến dạng co ngót do nhiệt độ, được bố trí theo cấu tạo là 14a200

Tính toán móng M2

Bảng 8.6: Tải trọng chân cột móng M1 trục C  4 và D - 4

N (KN) M x (KNm) M y (KNm) Q x (KN) Q y (KN)

8.5.2 Xác định số lượng cọc trong đài:

Q a - sức chịu tải tính toán của cọc khoan nhồi; d – đường kính của cọc

Diện tích sơ bộ đáy đài:

N tt - lực dọc tính toán đặt tại cốt đỉnh đài;

P tt - áp lực thực tế, P 0  P tt  h n ; h – chều cao đài, h = 1m;

 - dung trọng bê tông,   25 kN m / 3

Trọng lượng tính toán sơ bộ của đài:

Bố trí cọc trong đài:

Khoảng cách giữa các cọc là: 3d = 3.100 = 300 cm

Khoảng cách giữa mép cọc hàng biên đến mép đài là: d/250cm;

Trọng lượng tính toán của đài:

Kiểm tra số lượng cọc theo điều kiện sau:

Vậy số lượng cọc đã chọn thỏa

HÌNH 8.7 : Kích thước đài móng M2

8.5.3 Kiểm tra khả năng chịu tải trọng đứng của cọc

Ta kiểm tra tải trọng tác dụng lên cọc với tổng lực dọc tính toán, momen theo hai phương (M x , M y ), lực ngang theo hai phương (Q x , Q y ) ẹieàu kieọn kieồm tra: max min 0 p Q a p

Giả sử chiều cao đài: H d  1 m

Dời các lực từ chân cột về trọng tâm đáy đài cọc ta được:

63.605 58.51 1 5.095 1.991 1.66 1 3.651 tt tt tt tt x x y tt tt tt y y x

Tải trọng tác dụng lên cọc: max max

Khóa 2005 Tính toán móng cọc khoan nhồi n  số lượng cọc trong đài; y max, x max  khoảng cách tính từ trục của hàng cọc chịu nén lớn nhất đến trục đi qua trọng tâm đài x max  1.5 ; m y max  1.5 m ; x i , y i  khoảng cách tính từ trục cọc thứ i đến trục đi qua trọng tâm đài,

Vậy: đủ sức chịu tải trọng đứng và không xét đến khả năng chịu nhổ của cọc

8.5.4 Kiểm tra sức chịu tải dưới khối móng quy ước:

 Xác định kích thước khối móng quy ước:

Bảng 8.7 : Tính giá trị góc ma sát trung bình

Kích thước móng quy ước a m ×b m xác định như sau:

Trong đó: a – khoảng cách giữa 2 mép ngoài của cọc theo phương l; b – Khoảng cách giữa 2 mép ngoài của cọc theo phương b; a = 3 + 2.(1/2) = 4m b = 3 + 2.(1/2) = 4m

L B m , m - chiều rộng và chiều dài đáy khối móng qui ước:

 Trọng lượng khối móng qui ước:

Trọng lượng khối móng qui ước tính theo công thức sau:

N qu 2  1,1 xF x xh qu  _  1.1 32.036 20 5.6 x x x  3946.84 (kN)

Bảng 8.8 : Xác định trọng lượng bản thân từ đáy đài trở xuống

 Áp lực tiêu chuẩn ở đáy khối quy ước:

Momen ứng với trọng tâm móng khối quy ước là:

55.3 50.88 1 4.42 1.73 1.44 1 3.17 tc tc tc qux x y d tc tc tc quy y x d

  Áp lực tiêu chuẩn tại đáy móng khối quy ước: max min tc tc tc qu qux quy tc qu qu qu

W qu  momen chống uốn của khối móng quy ước,

493.07 / 2 tc tc mim tc tb

Trọng lượng thể tích trung bình các lớp đất từ mũi cọc trở lên:

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

1 2 ( ' ) tc m m II m tb tc tc

A, B, D  các hệ số tra bảng phụ thuộc  của đất nền dưới mũi cọc;

Lớp đất dưới mũi cọc có  a 13.6 o và c  14 5 KN / m 2 , tra Bảng 1.21 trang 53 sách “Nền móng – Châu Ngọc Ẩn” ta được:

 tb  trọng lượng riêng trung bình của các lớp đất trong móng khối quy ước;

 II ’ trọng lượng riêng đẩy nổi của lớp đất mà mũi cọc tựa lên;

B m - cạnh ngắn khối móng qui ước, B m = 2.66 m;

H m  chiều cao khối đáy móng qui ước, H m  36.8 5.6   42.4 m ; k tc - hệ số tin cậy, lấy k tc  1; m m 1 , 2 - hệ số điều kiện làm việc của công trình và đất nền, m 1  1; m 2  1;

 Kiểm tra khả năng chịu tải của lớp đất đáy móng: kiểm tra điều kiện “nền còn làm việc như vật liệu đàn hồi”

Các điều kiện kiểm tra ổn định nền dưới đáy móng khối quy ước:

0 492.82 / 0 tc tc tc tc tb tb tc tc tc tc tc tc

Vậy nền dưới đáy móng khối quy ước thỏa các điều kiện về ổn định và đất nền vẫn còn làm việc như vật liệu đàn hồi

8.5.5 Kiểm tra lún nền dưới đáy móng khối quy ước:

- Ứng suất dưới đáy móng khối quy ước do trọng lượng bản thân đất gây ra:

  bt  5 P gl nên phải tính lún cho móng

- Tính toán độ lún theo phương pháp phân tầng cộng lún i gl zi n i i h

- Chia chiều dày của các lớp đất ở dưới đáy móng khối qui ước thành những lớp có chiều dày : h i 0, 2B qu 0, 2 5.66 1.132x  (m)

- Vậy : Chọn chiều dày các lớp đất ở dưới đáy móng khối qui ước là : hi 0,5 (m) và được chia thành 8 lớp

- Tính ứng suất gây lún theo công thức :

Bảng 8.9: Kết quả tính lún dưới đáy khối móng quy ẹIEÅM

(Tm 2 ) zi gl bt zi

- Vậy vùng hoạt động nén lún của đất nền lấy đến độ sâu Z = 5 m so với đáy móng khối qui ước

HÌNH 8.8 : Sơ đồ lún móng M2

8.5.6 Kiểm tra xuyên thủng đài cọc:

HÌNH 8.9 : Tháp chọc thủng đài cọc

Chiều cao đài chọn ban đầu là h d  1 m  h 0  0.9 m

8.5.7.Tính toán cốt thép cho đài cọc

HÌNH 8.10 : Sơ đồ tính thép cho đài cọc

Phản lực tại đầu cọc làm cho đài bị uốn nên phải bố trí cốt thép cho đài

Sơ đồ tính: xem đài cọc là một bản console 1 đầu ngàm với mép cột; ngoại lực tác dụng là phản lực đầu cọc

Do cọc bố trí đối xứng nên ta chỉ cần tính thép cho một phương, phương còn lại ta bố trí tương tự Ta chọn mặt ngàm IIII để tính toán

Lực nén lớn nhất tác dụng lên cọc biên:

Khóa 2005 Tính toán móng cọc khoan nhồi max 2090.79

Momen lớn nhất tại mặt ngàm IIII:

Chiều cao làm việc của đài: h 0  0.9 m

Diện tích cốt thép cần bố trí trong đài:

Khoảng cách can bố trí thép chịu lưc: b’ = b – 2a = 5 – 2 x 0.035 = 4.93m

Vậy: + Thép theo cả 2 phương bố trí 20a140 (bố trí cho đáy đài)

+ Theùp trung gian boá trí 10a300

+ Thép đỉnh đài đuợc bố trí để chống lại sự biến dạng co ngót do nhiệt độ, được bố trí theo cấu tạo là 14a200

Khóa 2005 Tính toán móng cọc ép

PHƯƠNG ÁN 2: MÓNG CỌC ÉP BTCT

Chọn kích thước cọc và chiều sâu đặt mũi cọc

Beâ toâng B25 Coát theùp CII

-Theo điều 3.3.3 TCXD 205 : 1998 : Ta chọn tiết diện cọc và thép dọc phải thỏa hàm lượng là (1 %   1 , 2 %) và đường kính thép dọc   14 mm

- Chọn cọc có kích thước 30x30 cm (900 cm 2 )

- Sơ bộ chọn thép dọc của cột là : 416 (8,044 cm 2 )

- Chiều cao đài móng hđ = ac + lngàm + 20 (cm)

Với : lngàm : Chiều dài cọc ngàm vào đài ac : Cạnh lớn của cột

Vậy : Chọn chiều cao đài 1 (m)

- Sàn tầng hầm nằm ở -3,6 m so với mặt đất tự nhiên

 Chiều sâu chôn móng : -5,6 m so với mặt đất tự nhiên

- Mặt đất tính toán được lấy lên 2,1 m so với mặt đất tính toán

- Mũi cọc cắm vào lớp đất 2b là 8,1 m

- Chiều dài tính toán của cọc : L tt = (20.9+8.1) -5.6 = 23.4 m

- Chiều dài thật sự của cọc : L = 23,4 + 0,6 = 24 m

(Đoạn đầu cọc đập vỡ lấy thép neo vào đài + đoạn đầu cọc ngàm vào đài = 0,6 m)

Tính sức chịu tải của cọc

9.2.1 Khả năng chịu tải của cọc theo vật liệu

 = 1 ( theo sách “ Nền và Móng các công trình DD – CN “ của

GSTS.Nguyễn Văn Quảng ) m = 1,0 : Hệ số điều làm việc của cọc trong đất

Rb : Cường độ chịu nén của bêtông

Rs : Cường độ chịu kéo của thép dọc trong cọc

As : Diện tích cốt thép dọc trong cọc : As = 8,044 cm 2

Ab : Diện tích tiết diện ngang trong cọc

9.2.2 Khả năng chịu tải của cọc theo chỉ tiêu cơ lý đất nền

- ktc = 1,4 : Là hệ số xét đến ảnh hưởng của nhóm cọc

- Qtc : Sức chịu tải tiêu chuẩn của cọc theo đất nền

- m = 1,0 : Hệ số điều kiện làm việc của cọc trong đất

- mR,mf : Hệ số làm việc của đất ở mũi cọc và mặt bên có kể đến phương pháp hạ cọc Tra theo (Bảng A.3 phụ lục A-TCXD 205:1998)

 : Hạ cọc bằng phương pháp ép cọc, mũi cọc đặt ở lớp sét , trạng thái dẻo cứng

- qp : Cường độ tính toán chịu tải của đất ở mũi cọc, mũi cọc đặt ở lớp sét, trạng thái dẻo cứng Với chiều sâu mũi cọc Z = 21.4m (so với mặt đất tính toán), giá trị q được xác định theo (Bảng A.1 phụ lục A TCXD

Khóa 2005 Tính toán móng cọc ép qp = 621 (T/m 2 )

- Ap : Diện tích tiết diện ngang chân cọc : AP = 30 x 30 = 0,09 (m 2 )

- u : Chu vi tiết diện chân cọc u = 4 x 0,30 = 1,2 m

- li : Chiều dài của lớp đất thứ i tiếp xúc với cọc (Ta chia các lớp đất dọc theo thân cọc ra thành nhiều lớp đất nhỏ có bề dày li < 2m)

- fsi : Cường độ tính toán của lớp đất thứ i theo mặt xung quanh cọc.(Tra theo Bảng A.2 phụ lục A - TCXD 205 : 1998)

Bảng 9.1 : Xác định thành phần ma sát hông theo chỉ tiêu cơ lý

- Vậy sức chịu tải của đất nền :

- Sức chịu tải cho phép của cọc theo đất nền :

- Vậy ta có thể ép cọc đến vị trí thiết kế mà cọc không bị phá hoại

9.2.3 Khả năng chịu tải của cọc theo cường độ đất nền (Theo phụ lục B -

- Theo TCXD 205:1998: Sức chịu tải của cọc bao gồm hai thành phần :Ma sát bên và sức chống dưới mũi cọc

FS : Hệ số an toàn cho thành phần ma sát bên (FS = 1,52)

Lớp đđất phân tố Độ sâu li fsi

FSp : Hệ số an toàn cho sức chống dưới mũi cọc (FSp = 2 3)

Qs : Sức chịu tải cực hạn do mát bên

Qp : Sức chịu tải cực hạn do mũi cọc fs : Ma sát bên đơn vị giữa cọc và đất qp : Cường độ chịu tải của đất ở mũi cọc

Ap : Diện tích tiết diện mũi cọc fsi : Ma sát bên tại lớp đất thứ i li : Chiều dày của lớp đất thứ i u : Chu vi cọc

(a) Xác định thành phần ma sát hông Q S theo cường độ đất nền

- Ma sát trên đơn vị diện tích mặt bên của cọc fsi tính theo công thức sau : f si c ai  h ' tg ai

Trong đó : ca : Lực dính giữa cọc và đất ca = 0,7c

 a : Góc ma sát giữa cọc và đất nền  a 

 h : Ứng suất hữu hiệu trong đất theo phương vuông góc với mặt bên cọc

(có xét đến đẩy nổi khi lớp đất nằm dưới mực nước ngầm)

Ks : Hệ số áp lực ngang trong đất : Ks =1-sin

Bảng 9.2: Hệ số để tính thành phần ma sát hông theo cường độ đất nền

Lớp đất c  ai   s  Độ sâu K s  ’ v  f s f si *l i

- Vậy thành phần ma sát hông cần tính là:

(b) Xác định sức chống mũi Q P

Khóa 2005 Tính toán móng cọc ép q P cN c  vp ' N q d P N 

 : Dung trọng đất nền dưới mũi cọc (kN/m 2 ) dp : Đường kính tiết diện cọc (m) c = 18.1(kN/m 2 ) : Lực dính đất nền dưới mũi cọc (kN/m 2 )

 vp : Ứng suất hữu hiệu theo phương thẳng đứng tại độ sâu mũi cọc do trọng lượng bản thân đất (kN/m 2 )

Bảng 9.3 : Ứng suất hữu hiệu  ’ vp

Nc, Nq, N  : Hệ số sức chịu tải phụ thuộc chủ yếu vào góc ma sát trong  và hình dạng mũi cọc Tra bảng hệ số chịu tải Terzaghi ta được :

- Sức kháng mũi cần tính là :

- Sức chịu tải cho phép :

- Vậy sức chịu tải cho phép của cọc để tính toán móng là :

Pc = min  Q c VL ;Q a 1;Q a 2  = min (1515.6; 624.83; 628.04) = 624.83 kN

Kiểm tra khả năng chịu lực của cọc khi vận chuyển và cẩu lắp

Hình 9.2: Sơ đồ treo buộc cọc khi vận chuyển và cẩu lắp

Thiết kế móng cọc ép BTCT đài đơn M1

- Moment trong cọc khi cẩu lắp :

- Moment trong cọc khi vận chuyển :

- Kiểm tra khả năng chịu lực và xác định diện tích cốt thép thân cọc như 1 daàm chòu uoán :

- Giả thiết tính toán a = 5 cm: Khoảng cách từ trọng tâm cốt thép đến mép bê tông chịu kéo ho : Chiều cao có ích của tiết diện ho = hcoc – a = 30 – 5 = 25 cm b = 30 cm

- Diện tích cốt thép ở 1 cạnh của cọc được tính bằng công thức

 Ta chọn 216 = 4,022 (cm 2 ) Vậy cốt thép dọc cho toàn thân cọc là

9.4 THIẾT KẾ MÓNG CỌC ÉP BÊ TÔNG CỐT THÉP ĐÀI ĐƠN M1

- Để tính toán cho móng M1 ta lấy tải trọng do cột C1 truyền xuống

- Tải trọng mà ta giải khung được là tải trọng tính toán.Muốn có tải trọng tiêu chuẩn thì ta phải chia cho hệ số vượt tải 1,15

Bảng 9.4: Tải trọng tác dụng lên móng M 1

9.4.2 Xác định số lượng cọc và tiết diện đài cọc

- Áp lực tính toán giả định tác dụng lên đế đài do phản lực đầu cọc gaây ra

- Áp lực thực tế lên đáy bệ là :

- Diện tích sơ bộ đế đài :

- Trọng lượng của đài và đất phủ trên đài

- Lực dọc tính toán xác định đến đáy bệ đài là :

- Số lượng cọc sơ bộ : nc = 0 1, 2 2175.18 3.48

- Để không xét đến hệ số nhóm do khoảng cách giữa các nhóm cọc, ta chọn :a3d

Hình 9.4: Mặt bằng bố trí cọc móng M 1

9.4.3 Kiểm tra điều kiện chịu tải móng cọc :

- Diện tích thực tế của đài cọc :

- Trọng lượng thực tế của đài và đất trên đài

- Lực tính toán thực tế xác định đến cốt đế đài

- Moment tính toán xác định tương ứng với trọng tâm tiết diện các cọc tại đế đài :

M 0 tt x M x tt Q xh y tt d 42.3 (27.6 1) x 69.9 (kN.m)

M 0 tt y M y tt Q xh x tt d 18.4 (16 1) x 34.4 (kN.m)

- Lực truyền xuống các cọc dãy biên : max,min tt 0 tt 0 tt x max 2 0 tt y max 2 c i i

Bảng 9.5: Lực lớn nhất truyền xuống các cọc dãy biên

Bảng 9.6: Lực nhỏ nhất truyền xuống các cọc dãy biên

- Ở đây : P max tt = 588.75 (kN) < P C = 624.83 (kN) (Thỏa điều kiện sức chịu tải của cọc)

P min tt = 500.6 (T) > 0 (Không cần kiểm tra điều kiện sức chống nhổ của cọc)

9.4.4 Kiểm tra độ ổn định của nền nằm dưới móng khối qui ước

- Xác định kích thước khối móng qui ước

- Góc ma sát trung bình

 i : Góc ma sát trong tiêu chuẩn của từng lớp đất mà cọc xuyeân qua li : Chiều dày của lớp đất mà cọc xuyên qua

- Chiều dài, chiều rộng của đáy móng khối qui ước :

- Lực dọc tiêu chuẩn ở tâm móng khối qui ước

- Nội lực tiêu chuẩn gây ra tại đáy móng khối qui ước

M qux tc M x tc Q xh y tc m 38.5 (25.1 23.4) x 625.84(kN.m)

M quy tc M tc y Q xh x tc m 16.7 (14.6 17, 4) x 270.74 (kN.m)

 Áp lực tiêu chuẩn ở đáy móng khối qui ước :

    qu tc quy qu tc qux qu tc tc qu

- Cường độ tính toán của đất nền ở đáy khối móng qui ước :

1 qu i n i i qu qu tc tc qu AB B h Dc k m

Trong đó : m1 và m2 : là các hệ số phụ thuộc tính chất đất nền và tính chất kết cấu công trình tra bảng 2-2 sách “Nền và móng các công trình DD-

CN” của GSTS Nguyễn Văn Quảng m1 = 1,2 m2 = 1,2 (L/H = 1,265 < 1,5) ktc = 1 vì các chỉ tiêu cơ lý của đất lấy theo số liệu thí nghiệm trực tiếp đối với đất

A, B, D : Các hệ số phụ thuộc  của đất nền dưới mũi cọc , tra bảng 2-1 sách “ Nền và Móng Các Công Trình DD – CN” của GSTS Nguyễn Văn Quảng

- Áp lực do trọng lượng bản thân từ đáy đài đến đáy móng khối qui ước

 tc tb = 442.44 (T/m 2 )  R qu tc = 758.03 (kN/m 2 )

- Do đó có thể tính toán độ lún của nền đất dưới móng cọc theo quan niệm nền biến dạng đàn hồi tuyến tính

9.4.5 Tính toán độ lún của móng cọc

- Tính toán độ lún theo phương pháp phân tầng cộng lún i gl zi n i i h

- Chia chiều dày của các lớp đất ở dưới đáy móng khối qui ước thành những lớp có chiều dày : h i 0, 2B qu 0, 2 2.26x 0.452 (m)

- Vậy : Chọn chiều dày các lớp đất ở dưới đáy móng khối qui ước là : hi 0,4 (m) và được chia thành 8 lớp

- Tính ứng suất gây lún theo công thức :

Bảng 9.9: Tính ứng suất do trọng lượng bản thân và tải trọng ngoài ẹIEÅM

(Tm 2 ) zi gl bt zi

- Vậy vùng hoạt động nén lún của đất nền lấy đến độ sâu Z = 3.2 m so với đáy móng khối qui ước

Hình 9.5: Sơ đồ tính lún móng M 1

- Vì đài cọc cao 1 m nên với chiều cao của đài như vậy thì tháp chọc thủng 45 0 từ chân cột trùm ra ngoài các tim cọc nên không cần phải kiểm tra điều kiện chọc thủng

Hình 9.6: Tháp chọc thủng trùm ra ngoài các tim cọc

- Thép đặt trong đài cọc để chịu moment uốn Ta coi cánh đài được ngàm vào các tiết diện đi qua chân cột và bị uốn bởi phản lực các đầu cọc nằm ngoài mặt ngàm qua chân coat

Hình 9.7: Sơ đồ tính thép cho đài cọc

 Chọn P max tt  1177.5 kN để tính cốt thép cho mặt cắt 2-2 và 1-1

- Moment tương ứng với mặt ngàm 1-1

Với r : Khoảng cỏch tư ứmặt ngàm đến trục cọc biờn

- Bước cốt thép cạnh dài: 2000 2 35 148.5

- Vậy : Thép bố trí theo phương cạnh dài móng là : 16 150 a

Chiều dài 1 thanh là 1930 mm

Với r : Khoảng cỏch tư ứmặt ngàm đến trục cọc biờn

- Vậy chọn 9 16 có A s  18.09 (cm 2 ) để bố trí thép

- Chiều dài 1 thanh thép ltheùp = 1500 -2 x 35= 1430 (m)

- Bước cốt thép cạnh dài : 1500 2 35 178.75

- Vậy : Thép bố trí theo phương cạnh dài móng là : 16 180 a

Chiều dài 1 thanh là 1430 mm

9.5 THIẾT KẾ MÓNG CỌC ÉP BÊ TÔNG CỐT THÉP ĐÀI ĐƠN M2

- Để tính toán cho móng M2 ta lấy tải trọng do cột C2 truyền xuống

- Tải trọng mà ta giải khung được là tải trọng tính toán.Muốn có tải trọng tiêu chuẩn thì ta phải chia cho hệ số vượt tải 1,15

Hình 9.8: Tải trọng tác dụng lên móng M 2

Bảng 9.10: Tải trọng chân cột móng M2 trục B  4 và C - 4

9.5.2 Xác định số lượng cọc và tiết diện đài cọc

- Áp lực tính toán giả định tác dụng lên đế đài do phản lực đầu cọc gây ra

- Áp lực thực tế lên đáy bệ là :

- Diện tích sơ bộ đế đài :

- Trọng lượng của đài và đất phủ trên đài

- Lực dọc tính toán xác định đến đáy bệ đài là :

- Số lượng cọc sơ bộ :

Khóa 2005 Tính toán móng cọc ép nc = 0 1, 2 7894.88 12.64

- Để không xét đến hệ số nhóm do khoảng cách giữa các nhóm cọc, ta chọn :a3d

Hình 9.9: Mặt bằng bố trí cọc móng M 2

9.5.3 Kiểm tra điều kiện chịu tải móng cọc :

- Diện tích thực tế của đài cọc :

- Lực tính toán thực tế xác định đến cốt đế đài

- Moment tính toán xác định tương ứng với trọng tâm tiết diện các cọc tại đế đài :

M 0 tt x M x tt Q xh tt y d 63.605 (58.51 1) 122.115 x  (kN.m)

M 0 tt y M y tt Q xh x tt d 1.991 (1.66 1) x 3.651 (kN.m)

- Lực truyền xuống các cọc dãy biên :

 0 max 2 0 2 max i tt y i tt ox c tt tt i x x M y y M n

Bảng 9.11: Lực truyền xuống các cọc dãy biên

- Ở đây P max tt = 619.45(kN) < P c = 624.83kN (Thỏa điều kiện sức chịu tải của cọc)

P min tt = 597.38 (kN) > 0 (Không cần kiểm tra điều kiện sức chống nhổ của cọc)

9.5.4 Kiểm tra độ ổn định của nền nằm dưới móng khối qui ước

- Xác định kích thước khối móng qui ước

 i : Góc ma sát trong tiêu chuẩn của từng lớp đất mà cọc xuyeân qua li : Chiều dày của lớp đất mà cọc xuyên qua

- Chiều dài, chiều rộng của đáy móng khối qui ước :

L qu B qu (L d ) 2 xL xtg coc  (3.3 0.3) 2 23.4  x xtg1.295 0 4.06 (m)

- Lực dọc tiêu chuẩn ở tâm móng khối qui ước

N : Là trọng lượng bản thân đất từ đáy móng xuống mũi cọc

- Nội lực tiêu chuẩn gây ra tại đáy móng khối qui ước

M qux tc M x tc Q xh y tc m 55.3 (50.88 23, 4) 1245.89 x  (T.m)

M quy tc M tc y Q xh x tc m 1.73 (1.44 23, 4) x 35.43 (T.m)

 Áp lực tiêu chuẩn ở đáy móng khối qui ước :

    qu tc quy qu tc qux qu tc tc qu

  min tc 531.78 (kN/m 2 ) max min 761.54 531.78

- Cường độ tính toán của đất nền ở đáy khối móng qui ước :

1 qu i n i i qu qu tc tc qu AB B h Dc k m

Trong đó : m1 và m2 : là các hệ số phụ thuộc tính chất đất nền và tính chất kết cấu công trình tra bảng 2-2 sách “Nền và móng các công trình DD-

CN” của GSTS Nguyễn Văn Quảng m1 = 1,2 m2 = 1,2 (L/H = 1,265 < 1,5) ktc = 1 vì các chỉ tiêu cơ lý của đất lấy theo số liệu thí nghiệm trực tiếp đối với đất

A, B, D : Các hệ số phụ thuộc  của đất nền dưới mũi cọc , tra bảng 2-1 sách “ Nền và Móng Các Công Trình DD – CN” của

- Áp lực do trọng lượng bản thân từ đáy đài đến đáy móng khối qui ước

- Như vậy thỏa mãn các điều kiện :

 tc max  761.54 (kN/m 2 ) < 1,2xR qu tc = 909.64 (kN/m 2 )

 tc tb = 646.66 (T/m 2 )  R qu tc = 758.03 (kN/m 2 )

- Do đó có thể tính toán độ lún của nền đất dưới móng cọc theo quan niệm nền biến dạng đàn hồi tuyến tính

9.5.5 Tính toán độ lún của móng cọc

- Tính toán độ lún theo phương pháp phân tầng cộng lún n zi gl i i i h

- Chia chiều dày của các lớp đất ở dưới đáy móng khối qui ước thành những lớp có chiều dày : h i 0, 2B qu 0.2 4.06x 0.812 (m)

- Vậy : Chọn chiều dày các lớp đất ở dưới đáy móng khối qui ước là : hi

= 0.8 (m) và được chia thành 8 lớp

- Tính ứng suất gây lún theo công thức : z gl o gl zi  K x  

- Ko : Hệ số phụ thuộc vào  

- Tính ứng suất do trọng lượng bản thân theo công thức : qu i i i bt zi  z h

Bảng 9.14: Tính ứng suất do trọng lượng bản thân và tải trọng ngoài ẹIEÅM Zi

(Tm 2 ) zi gl bt zi

- Vậy vùng hoạt động nén lún của đất nền lấy đến độ sâu Z = 8 m so với đáy móng khối qui ước

Hình 9.10: Sơ đồ lún móng M

Hình 9.11: Tháp chọc thủng Chiều cao đài chọn ban đầu là h d  1 m  h 0  0.9 m

- Thép đặt trong đài cọc để chịu moment uốn Ta coi cánh đài được ngàm vào các tiết diện đi qua chân cột và bị uốn bởi phản lực các đầu cọc nằm ngoài mặt ngàm qua chân cột

Hình 9.12: Sơ đồ tính cốt thép cho đài cọc móng M 2

- Theo kết quả tính toán phía trên ta có :

612.31 611.67 619.45 619.23 619.02 618.81 3700.49 tt tt tt tt tt tt

598.02 597.81 597.6 597.38 605.16 604.52 3600.49 tt tt tt tt tt tt

 Chọn P 7 tt P 8 tt P 9 tt P 10 tt P 11 tt P 12 tt 3700.49 kN để tính cốt thép cho mặt caét 1-1

597.6 597.38 604.52 611.67 619.02 618.81 3715.33 tt tt tt tt tt tt tt tt tt tt tt tt

 Chọn P 3 tt P 4 tt P 6 tt P 8 tt P 11 tt P 12 tt 3715.33 kN để tính cốt thép cho mặt caét 2-2

 M1 = ((P 7 tt P 8 tt )xr 1 (P 9 tt P 10 tt P 11 tt P 12 tt )xr 2

Với r1, r2 : Khoảng cỏch tư ứmặt ngàm đến trục cọc biờn r1 = 0,15 m ; r2 = 1,05 m

 M2 = ((P 1 tt P 2 tt )xr 1 (P 5 tt P 7 tt P 9 tt P 10 tt )xr 2

Với r1, r2 : Khoảng cỏch tư ứmặt ngàm đến trục cọc biờn r1 = 0,15 m ; r2 = 1,05 m

- Chiều dài 1 thanh thép lthép = lđài – 2 a’ = 3,3 -2 x 0,035= 3,23 (m)

- Bước cốt thép cạnh dài : 3300 2 35 124.23

- Vậy : Thép bố trí theo 2 phương của đài móng là : 25 120 a

SO SÁNH VÀ CHỌN PHƯƠNG ÁN MÓNG

Từ các giá trị tính toán của hai phương án móng cọc ép và móng cọc khoan nhồi ta tổng hợp được khối lượng bêtông và cốt thép cho từng phương án móng nhử sau :

KHỐI LƯỢNG BÊTÔNG (m 3 ) KHỐI LƯỢNG THÉP (Tấn)

Cọc ép Cọc khoan nhồi Cọc ép Cọc khoan nhồi

Từ kết quả so sánh trên ; ta thấy móng cọc ép có lợi về cả hai mặt bêtông và cốt thép , nên nếu xét về mặt vật liệu thì phương án móng coc ép có lợi hơn cả, tuy nhiên do không có điều kiện tham khảo về giá thành thuê nhân công, máy móc thiết bị để thi công 2 phương án trên cho nên ta chưa thể so sánh ngay về mặt kinh tế  do đó cần phải tổng hợp nhiều tham số kỹ thuật và kinh tế để chọn ra được phương án hợp lý hơn

Các ưu khuyết điểm của hai loại phương án móng :

 Ưu điểm : giá thành rẻ so với các loại cọc khác (cùng điều kiện thi công giá thành móng cọc ép rẻ 2-2.5 lần giá thành cọc khoan nhồi), thi công nhanh chóng, dễ dàng kiểm tra chất lượng cọc do sản xuất cọc từ nhà máy (cọc được đúc sẵn) , phương pháp thi công tương đối dễ dàng, không gây ảnh hưởng chấn động xung quanh khi tiến hành xây chen ở các đô thị lớn ; công tác thí nghiệm nén tĩnh cọc ngoài hiện trường đơn giản Tận dụng ma sát xung quanh cọc và sức kháng của đất dưới mũi cọc

 Khuyết điểm : sức chịu tải không lớn lắm ( 50 350 T ) do tiết diện và chiều dài cọc bị hạn chế ( hạ đến độ sâu tối đa 50m ) Thi công gặp khó khăn khi đi qua các tầng laterit , lớp cát lớn , thời gian ép lâu

 Ưu điểm : sức chịu tải của cọc khoan nhồi rất lớn ( lên đến 1000 T ) so với cọc ép , có thể mở rộng đường kính cọc 60cm 250cm , và hạ cọc đến độ sâu

100m Khi thi công không gây ảnh hưởng chấn động đối với công trình xung

Khóa 2005 Tính toán móng cọc ép với cọc ép và móng bè Có khả năng thi công qua các lớp đất cứng , địa chất phức tạp mà các loại cọc khác không thi công được

 Khuyết điểm : giá thành cọc khoan nhồi cao so với cọc ép , ma sát xung quanh cọc sẽ giảm đi rất đáng kể so với cọc ép do công nghệ khoan tạo lỗ Biện pháp kiểm tra chất lượng thi công cọc nhồi thường phức tạp và tốn kém , thí ghiệm nén tĩnh cọc khoan nhồi rất phức tạp Công nghệ thi công cọc khoan nhồi đòi hỏi trình độ kỹ thuật cao