chung cư dh

- Kết cấu: Mô hình, phân tích, tính toán, thiết kế cầu thang điển hình; Mô hình, phân tích, tính toán, thiết kế sàn tầng điển hình; Mô hình, phân tích, tính toán, thiết kế khung bao gồm

KHÁI QUÁT KIẾN TRÚC CÔNG TRÌNH

GIỚI THIỆU CÔNG TRÌNH

1.1.1 Tên dự án: DH building

1.1.2 Lý do thực hiện dự án

Khu căn hộ cao cấp với lối thiết kế hiện đại, cao cấp mang đến cuộc sống tiện nghi, thoải mái cho các gia đình, cá nhân yêu thích sự tươi mới Một không gian sống hiện đại, trong lành cho các cư dân trẻ

1.1.3 Vị trí và quy mô xây dựng

1.1.3.1 Vị trí xây dựng: Địa chỉ: Số 41 đường 2/9 phường 12 Tp Vũng Tàu, Bà Rịa – Vũng Tàu, công trình nằm ở vị trí thoáng và đẹp, tạo điểm nhấn đồng thời tạo nên sự hài hoà hợp lý và hiện đại cho tổng thể quy hoạch khu dân cư

Công trình nằm trên trục đường giao thông chính thuận lợi cho việc cung cấp vật tư và giao thông ngoài công trình

Hệ thống cấp điện, cấp nước trong khu vực đã hoàn thiện đáp ứng tốt các yêu cầu cho công tác xây dựng

Khu đất xây dựng bằng phẳng, không có công trình cũ hoặc ngầm bên dưới đất, tạo thuận lợi cho việc thi công và bố trí tổng bình đồ.

Mật độ xây dựng: 55%

Hình 1.1: Vị trí xây dựng công trình

- Cấp công trình: Công trình có 18 tầng thuộc công trình dân dụng cấp 2

Tổng diện tích khu đất 2,128 m 2

Tổng diện tích phù hợp quy hoạch: 1,410 m 2

Số tầng: Công trình có 1 tầng hầm, 18 tầng nổi

Tổng chiều cao công trình là H = 68.8 m (tính từ cốt ±0.000 m, chưa tính tầng hầm)

Toàn bộ khối nhà được xây dựng với mục đích cung cấp căn hộ dân cư từ tầng 2 đến tầng 18 cụ thể như sau:

 Tầng hầm 1: bãi giữ xe, phòng kỹ thuật, phòng bảo vệ

 Tầng trệt: Phòng ban quản lý tòa nhà

 Tầng 2-18: Khu căn hộ với 8 căn mỗi tầng

HỆ THỐNG GIAO THÔNG

Giao thông theo hướng ngang nhà bằng các hành lang giữa bao quanh khu vực thang đứng nằm giữa mặt bằng tầng điển hình, Đảm bảo sự nhanh chóng, đơn giản di chuyển đến từng căn hộ

Giao thông theo hướng thẳng đứng nhà là sự di chuyển giữa các tầng thông qua hệ thống gồm 2 phòng thang máy từ hầm đến tầng 18 và 2 cầu thang bộ hành nhằm liên hệ giao thông theo phương đứng và thoát hiểm khi có sự cố

Phần diện tích cầu thang bộ được thiết kế đảm bảo yêu cầu thoát hiểm nhanh, an toàn khi xảy ra sự cố Thang máy này được đặt trung tâm giữa các căn hộ đảm bảo sự tiện lợi để giải quyết việc đi lại hàng ngày cho cư dân và khoảng cách an toàn để có thể thoát người nhanh nhất khi xảy ra sự cố.

3 Hình 1.2: Mặt bằng kiến trúc tầng hầm 1

4 Hình 1.3: Mặt bằng kiến trúc tầng trệt

5 Hình 1.4: Mặt bằng kiến trúc tầng điển hình

6 Hình 1.5: Mặt bằng kiến trúc tầng mái

7 Hình 1.6: Mặt đứng kiến trúc

8 Hình 1.7: Mặt cắt kiến trúc

CÁC GIẢI PHÁP KĨ THUẬT

Công trình sử dụng điện được cung cấp 2 nguồn: lưới điện TP Bà Rịa – Vũng Tàu và máy phát điện kèm theo máy biến áp Sử dụng hệ thống điện ngầm (lắp đặt khi thi công) Hệ thống cấp điện được lắp đặt trong các hộp kỹ thuật và đảm bảo không nằm gần các khu vực ẩm và dễ dàng sửa chửa khi gặp sự cố

Hệ thống nước cấp được dùng là hệ thống cấp nước chung cho cả thành phố qua tính toán đảm bảo đáp ứng nhu cầu sử dụng nước và vệ sinh nguồn nước

Thoát nước mưa: Nước mưa trên mái được thoát bằng hệ thống ống nhựa đặt tại những vị trí thu nước mái nhiều nhất Từ hệ thống ống dẫn chảy xuống rãnh thu nước mưa quanh nhà đến hệ thông thoát nước chung của thành phố

Xử lý nước thải sinh hoạt: Nước thải từ nhà vệ sinh được dẫn vào bể tự hoại để xử lý trước khi thải ra hệ thống thoát nước chung của thành phố Hệ thống ống dẫn nước thải phải được đảm bảo kín, không rò rỉ và đúng độ dốc để thoát nước hiệu quả.

1.3.4 Hệ thống thông gió và chiếu sáng

Kết hợp chiếu sáng tự nhiên và chiếu sáng nhân tạo để lấy sáng tối đa Toàn bộ toà nhà được chiếu sáng bằng ánh sáng tự nhiên và bằng điện Tại các lối đi lên xuống cầu thang, hành lang và nhất là tầng hầm đều có lắp đặt thêm đèn chiếu sáng Ở các tầng đều có cửa sổ thông thoáng tự nhiên Hệ thống máy điều hòa được cung cấp cho tất cả các tầng Họng thông gió dọc cầu thang bộ, sảnh thang máy Sử dụng quạt hút để thoát hơi cho các khu vệ sinh và ống gen được dẫn lên mái

Mỗi tầng lầu đều có cầu thang bộ hành và ba buồng thang máy bố trí hợp lý, đảm bảo đủ khả năng thoát hiểm cho người khi xảy ra sự cố cháy nổ Bên cạnh đó còn có hệ thống chữa cháy lấy nước từ hồ nước đặt trên mái

Hệ thống phòng cháy chữa cháy bao gồm các họng cứu hoả, các bình cứu hoả được lắp đặt ở các vị trí hành lang, cầu thang Ngoài ra, còn lắp đặt hệ thống còi báo cháy và các biển báo an toàn cháy nổ dọc các hành lang

Bố trí hệ thống cứu hoả gồm các họng cứu hoả tại các lối đi, các sảnh…với khoảng cách tối đa theo đúng tiêu chuẩn TCVN 2622-1995

Mỗi tầng lầu đều có hai cầu thang bộ và ba buồng thang máy bố trí hợp lý, đảm bảo đủ khả năng thoát hiểm cho người khi xảy ra sự cố cháy nổ Bên cạnh đó còn có hệ thống chữa cháy lấy nước từ hồ nước đặt trên mái

Hệ thống phòng cháy chữa cháy bao gồm các trang thiết bị như họng cứu hỏa và bình cứu hỏa được lắp đặt ở các vị trí hành lang, cầu thang để thuận tiện sử dụng khi cần thiết Hệ thống này cũng được trang bị còi báo cháy để cảnh báo khi có hỏa hoạn xảy ra, đồng thời lắp đặt các biển báo an toàn cháy nổ dọc các hành lang để hướng dẫn và nhắc nhở mọi người về các biện pháp phòng ngừa và hành động cần thiết trong trường hợp xảy ra cháy nổ.

Bố trí hệ thống cứu hoả gồm các họng cứu hoả tại các lối đi, các sảnh… với khoảng cách tối đa theo đúng tiêu chuẩn TCVN 2622-1995

Công trình được bao phủ bởi hệ thống cây xanh, bảo đảm sự thoáng mát, trong lành cho không gian sống Các khu công viên được xây dựng, tạo các sân chơi thể thao để phục vụ nhu cầu rèn luyện sức khoẻ cho cư dân

TỔNG QUAN VỀ KẾT CẤU CÔNG TRÌNH

TIÊU CHUẨN ÁP DỤNG

Các tiêu chuẩn và quy chuẩn viện dẫn:

TCVN 2737-2023: tải trọng và tác động

TCVN 5574-2018: tiêu chuẩn thiết kế bê tông cốt thép

TCXD 198-1997: nhà cao tầng – thiết kế bê tông cốt thép toàn khối

TCXD 10304-2012: móng cọc – tiêu chuẩn thiết kế

TCVN 9362-2012: tiêu chuẩn thiết kế nền nhà và công trình

TCVN 9386-2012: thiết kế công trình chịu động đất

TCVN 7888-2014: cọc bê tông ly tâm ứng lực trước

TT06-2021: quy định về phân cấp công trình xây dựng

Các giáo trình hướng dẫn thiết kế và tài liệu tham khảo khác.

CƠ SỞ LỰA CHỌN GIẢI PHÁP KẾT CẤU

Các loại kết cấu chịu lực theo phương đứng được sử dụng phổ biến trên thế giới hiện nay bao gồm:

+ Hệ kết cấu cơ bản: hệ thuần khung, hệ thuần khung có tường chịu lực, hệ vách lõi cứng chịu lực, hệ kết cấu dạng ống (hộp)…

+ Hệ kết cấu hỗn hợp: hệ khung - vách kết hợp, hệ khung - ống kết hợp, hệ khung – giằng kết hợp,…

+ Hệ kết cấu đặc biệt: hệ khung có dầm chuyển sàn chuyển, hệ khung có tầng cứng, hệ khung có giằng,…

Hệ khung: Được cấu tạo từ các cấu kiện dạng thanh (cột, dầm) liên kết tại các nút được cấu tạo thành nút cứng

Hệ khung có khả năng tạo ra không gian tương đối lớn và linh hoạt với những yêu cầu kiến trúc khác nhau

Sơ đồ làm việc rõ ràng, tuy nhiên khả năng chịu tải trọng ngang kém, sử dụng tốt cho công trình có chiều cao đến 18 tầng nằm trong vùng tính toán chống động đất cấp 7, 10-12 tầng nằm trong vùng tính toán chống động đất cấp 8 và không nên áp dụng cho công trình nằm trong vùng tính toán chống động đất cấp 9

Hệ vách lõi: Được cấu tạo và làm việc chủ yếu là cấu kiện dạng tấm cứng

Tạo không gian cực lớn cho công trình

Khả năng chịu tải trọng ngang lớn khi bố trí tấm vách làm tăng độ cứng của toàn công trình tốt hơn cột rất nhiều

Phù hợp cho các công trình chịu tải trọng ngang lớn như gió và động đất

Kết hợp sự làm việc của cấu kiện dạng thanh và cấu kiện dạng tấm

Sử dụng phù hợp với mọi giải pháp kiến trúc nhà cao tầng

Tận dụng ưu điểm chịu lực đứng vượt trội của dầm và sức chịu tải ngang hiệu quả của vách, hệ thống khung thép lắp ghép mang lại sự linh hoạt trong ứng dụng các công nghệ xây dựng khác nhau Nhà thầu có thể lựa chọn phương pháp lắp ghép hoặc đổ tại chỗ cho các kết cấu bê tông cốt thép, tùy thuộc vào điều kiện thực tế và yêu cầu dự án Sự kết hợp giữa khả năng chịu lực và tính linh hoạt này giúp tối ưu hóa hiệu quả thi công, tiết kiệm chi phí và thời gian hoàn thiện công trình.

Vách cứng tiếp thu các tải trọng ngang được đổ bằng hệ thống ván khuôn trượt, có thể thi công sau hoặc trước

Hệ khung vách có thể sử dụng hiệu quả với các kết cấu có chiều cao trên 40 m hoặc có tải trọng ngang lớn như động đất, gió động

Phù hợp cho công trình có siêu cao tầng vì khả năng chịu tải trọng đứng và ngang đồng thời cực tốt

=> Với quy mô công trình gồm 18 tầng nổi và 01 tầng hầm, tổng chiều cao công trình 68.8 m thì lựa chọn giải pháp kết cấu tối ưu là HỆ KHUNG – VÁCH - LÕI làm kết cấu chịu lực chính cho công trình Khung, lõi chịu tải trọng đứng; vách chịu tải trọng và chuyển vị ngang và tăng khả năng chống xoắn cho công trình.

Kết cấu chịu lực theo phương ngang chính là dầm và sàn Trong công trình hệ sàn có ảnh hưởng rất lớn tới sự làm việc không gian của kết cấu Việc lựa chọn

13 phương án sàn hợp lý là rất quan trọng, quyết định tính kinh tế của công trình DH building được xây dựng với mục tiêu là khu căn hộ cao cấp, vì thế yếu tố thẩm mĩ và công năng được đặt lên hàng đầu Đối với phương án sàn dầm có ưu điểm về kinh tế, tuy nhiên về mặt thẩm mĩ không được đảm bảo Song song đó, chiều dày sàn thấp dẫn đến việc cách âm kém, gây ảnh hưỡng không tốt đến cuộc sống của cư dân

2.2.2 Kết cấu phần ngầm Đối với công trình cao tầng, số tầng càng cao thì lực dọc càng lớn Bên cạnh đó công trình chung cư số căn hộ và người lớn, yêu cầu có tầng hầm để xe với số lượng tương ứng

Ngoài ra, tòa nhà cao tầng còn phải chịu tải trọng gió rất lớn, tạo ra lực xô ngang tác động mạnh làm nghiêng và chuyển vị công trình Chính vì vậy, cần phải ngàm công trình sâu vào trong đất để đảm bảo độ ổn định và an toàn.

Căn cứ vào quy mô công trình và điều kiện thi công, chọn phương án móng sâu Sinh viên tiến hành tính toán cọc khoan nhồi.

LỰA CHỌN VẬT LIỆU

2.3.1 Chọn Bê tông (Theo TCVN 5574 : 2018)

Bê tông sử dụng cho kết cấu dầm, sàn, móng

Dùng B30 với các chỉ tiêu như sau:

Cường độ tính toán chịu nén: Rb = 17 MPa

Cường độ chịu kéo tính toán: Rbt = 1.15 MPa

Mô đun đàn hồi: Eb = 32.5×10 3 Mpa

Bê tông sử dụng cho kết cấu cột, vách:

Dùng B40 cho kết cấu vách với các chỉ tiêu như sau:

Cường độ tính toán chịu nén: Rb = 22 MPa

Cường độ chịu kéo tính toán: Rbt = 1.4 MPa

Mô đun đàn hồi: Eb = 36×10 3 Mpa

2.3.2 Cốt thép sử dụng cho công trình (Theo TCVN 5574 : 2018)

STT Loại thép Đặc tính/ kết cấu sử dụng

MPa, Rsw = 210 MPa, Es = 2.10 6 MPa Cốt thép đai có   10

MPa, Es = 2.10 6 MPa Cốt thép dọc kết cấu các loại có  ≥ 

Gạch lát nền, đá hoa cương: γ = 20 kN/m 3

SƠ BỘ KÍCH THƯỚC TIẾT DIỆN

2.4.1 Sơ bộ chiều dày sàn

Do công trình có nhịp khá lớn nên sinh viên dùng kết cấu hệ dầm trực giao đỡ sàn, tăng độ cứng cho sàn và độ cứng không gian của công trình, đặc biệt là đối với các công trình cao tầng chịu tải trọng ngang lớn (gió, động đất)

Xét tỉ số 2 cạnh của ô bản:

→ Bản thuộc loại bản dầm làm việc hai phương

Chiều dày sàn sơ bộ theo công thức sau: h s L 1 D 4.75 1.2 (0.13 0.14)(m)

Để thuận tiện cho việc tính toán và thi công công trình, chiều dày sàn căn hộ, sàn nhà vệ sinh, logia, sàn sân thượng và sàn hành lang thường được chọn là 130 mm.

Sàn tầng trệt sơ bộ chọn hs = 150 (mm)

Sàn tầng hầm sơ bộ chọn hs = 150 (mm)

2.4.2 Sơ bộ kích thước dầm

Chọn tiết diện dầm đặc và không thay đổi tiết diện dầm

Hệ kết cấu khung nhiều nhịp, sơ bộ chọn kích thước dầm phụ theo công thức sau: Chiều cao dầm chính: dc

(Với L = 9.5m : cạnh của ô sàn lớn nhất.)

Bề rộng dầm chính: dc dc

               Vậy sơ bộ chọn kích thước dầm chính: b*h = (0.3×0.7) m

Chiều cao dầm phụ: dp 2

               Chiều rộng dầm phụ: dp dp

               Vậy sơ bộ chọn kích thước dầm phụ (0.2×0.4) m

Ngoài ra, ở các vị trí xung quanh lõi thang, ta bố trí dầm vách (0.2×0.4)m

2.4.3 Sơ bộ tiết diện cột

Công thức sơ bộ tiết diện cột: c bt

F = R Tổng diện tích chịu tải mà cột phải chịu:

Diện tích cột trong nhà: S = t 9.5+8 9+9× x.75 (m ) 2

Bảng 0.1: Sơ bộ tiết diện cột

Vậy sơ bộ chọn kích thước cột: (0.6×0.6)m

2.4.4 Sơ bộ tiết diện vách

Chiều dày vách, lõi cứng được sơ bộ dựa vào chiều cao tòa nhà, số tầng và đảm bảo các quy định theo điều 3.4.1 của TCXD 198-1997

+ ∑ 𝐹 𝑣 tổng diện tích mặt cắt ngang của vách và lõi cứng

+ ht : chiều cao tầng điển hình

Chọn sơ bộ chiều dày vách lõi thang: 𝑡 𝑤 = 300𝑚𝑚

17 Hình 2.1 Mặt bằng kết cấu dầm sàn tầng điển hình

18 Hình 2.2 Mặt bằng kết cấu cột vách tầng điển hình

TẢI TRỌNG VÀ TÁC ĐỘNG

Tải trọng xác định theo TCVN 2737-2023

Bảng 2.2: Tĩnh tải tác dụng lên sàn vệ sinh

Vật liệu Trọng lượng riêng

Tổng tĩnh tải hoàn thiện (không kể đến sàn BTCT) 1.80 - 2.34

Bảng 2.3: Tĩnh tải tác dụng lên sàn hầm, tầng 1

Bảng 2.4: Tĩnh tải tác dụng lên sàn sân thượng

Tải trọng tiêu chuẩn (kN/m 2 )

Tải trọng tính toán (kN/m 2 )

Chống thấm mái 10 20 0.02 1.3 0.0198 Đường ống, thiết bị,… 0.2 1.3 0.24

Bảng 2.5: Tĩnh tải tác dụng lên sàn căn hộ, hành lang tầng điển hình

(không kể bản bê tông)

Tổng tĩnh tải hoàn thiện (không kể đến sàn

Trọng lượng bản thân tường: 𝑔 𝑡 = ℎ 𝑡 𝛾 𝑡 𝑛 (kN/m)

Tải trọng tác dụng lên dầm:

Bảng 2.6: Tải trọng tường xây trên các tầng

Không dầm - 0.1 3.6 6.48 Điển hình Dầm 0.4 0.1 3.2 5.76 Điển hình Dầm 0.7 0.1 2.9 5.22 Điển hình Dầm 0.4 0.2 3.2 11.52 Điển hình Dầm 0.7 0.2 2.9 10.44

2.5.2 Hoạt tải tác dụng lên sàn

Giá trị của hoạt tải được chọn dựa theo chức năng sử dụng của các loại phòng

Hệ số độ tin cậy n, đối với tải trọng phân bố đều TCVN 2737-2023: Khi p tc < 200 daN/m 2 → n = 1.3; Khi p tc ≥ 200 daN/m 2 → n = 1.2

Bảng 2.7 Giá trị hoạt tải theo TCVN 2737 - 2023

Giá trị tiêu chuẩn (kN/m 2 ) Hệ số vượt tải

Hoạt tải tính toán (kN/m 2 )

6 Mái bằng có sử dụng 0.50 1.00 1.50 1.30 1.95

7 Mái bằng không sử dụng 0.00 0.75 0.75 1.30 0.98

Giá trị tiêu chuẩn của tải trọng gió WK tại độ cao tương đương ze theo TCVN 2737-2023 được xác định theo công thức: k 3s,10 e f

W : là áp lực gió 3s ứng với chu kì lặp 10 năm W 3s,10 =(γ ×W ) T o

Với γT lấy bằng 0.852Wo là áp lực gió cơ sở (Trang bảng 7-P.29 TCVN 2737-2023)

+ Công trình nằm trong vùng gió IIA (Bà Rịa – Vũng Tàu)

W3s,10=0.852x95.95 daN/m2 =0.81 kN/m2 k(ze) là hệ số kể đến sự thay đổi theo độ cao và dạng địa hình tại độ cao tương đượng

Trong đó: ze đối với nhà: (Mục 10.2.4 - TCVN 2737-2023 ) ze: được xác định theo 10.2.4; ze lấy không nhỏ hơn zmin theo Bảng 8 - TCVN 2737- 2023; zg: là độ cao gradient, được xác định phụ thuộc vào dạng địa hình, lấy theo Bảng 8; α: là hệ số dùng trong hàm lũy thừa đối với vận tốc gió 3s (lấy trung bình trong khoảng thời gian 3s), được xác định phụ thuộc vào dạng địa hình, lấy theo Bảng 8

Công trình thuộc dạng địa hình A : lấy zg = 213.36 và α = 11.5

+ Hệ số gió giật Gf được xác đinh theo mục 10.2.7

- Nếu công trình có kết cấu cứng có chu kì giao động T< 1s thì có thể lấy Gf = 0.85

- Đối với kết cấu “mềm” có chu kì giao động T > 1s thì được xác đinh theo công thức (13)-TCVN2737-2023

  Đối với nhà cao tầng có hình dạng đều đặn theo chiều cao và có chu kỳ dao động riêng cơ bản thứ nhất T1 > 1 s và chiều cao không quá 150 m, có thể xác định hệ số hiệu ứng giật Gf theo các công thức sau để tính toán sơ bộ:

Tiến hành mô hình công trình để xác đinh chu kì giao động:

Phân tích tham gia giao động :Tĩnh tải + hoạt tải dài hạn tham gia giao động (lấy hoạt tải ngắn hạn theo phần trăm theo TC)

Hình 2.4 Khai báo mass souce data

Hình 2.5 Bảng tổng hợp các dạng dao động của công trình

Mode 1 : Công trình giao động theo phương X có T=2.234s

Mode 2 : Công trình giao động theo phương Y có T=3.172s

- Vậy công trình có chu kì giao động T>1, đối với kết cấu “mềm” có chu kì giao động T >1s thì có thể được xác định theo công thức (Mục 10.2.7.2)-TCVN2737-

+ c là hệ số khí động xác định theo mục 10.2.6 lấy theo phụ lục F4 TCVN - 2023

Bảng 0.8: Hệ số khí động ce

Hệ số khí động Ce tác dụng vào tường tính theo phụ lục F4

Bảng 2.9 Tải trọng gió theo phương x

Tương tự tính toán tải trọng gió theo phương y

Bảng 0.10: Hệ số khí động c e

Hệ số khí động Ce tác dụng vào tường tính theo phụ lục F4

Bảng 2.10 Tải trọng gió theo phương y

Các tổ hợp tải trọng gió

Bảng 2.11 Các trường hợp tải trọng

STT Tên tổ hợp Tổ hợp Thành phần

COMBO6 1TT+0.9HT+0.9GX(COMBO)

8 COMBO8 1TT+0.9HT+0.9GY(COMBO)

2.5.4 Tải trọng ngang do động đất

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

Quan điểm thiết kế chịu chấn hiện đại lấy sự chấp nhận tính không chắc chắn của động đất làm trọng tâm, thiết kế công trình với mức độ an toàn chấp nhận được Điều này đồng nghĩa với việc công trình cần sở hữu độ cứng, độ bền và độ dẻo thích hợp để bảo vệ mạng sống khi có động đất, hạn chế thiệt hại và đảm bảo công trình quan trọng vẫn có thể hoạt động bình thường.

Cở sở lý thuyết tính toán

Theo TCVN 9386-2012, thiết kế công trình chịu động đất ta có các phương pháp sau:

Phương pháp phân tích tĩnh lực ngang tương đương:

Phương pháp tĩnh lực ngang tương đươnglà phương pháp trong đó lực quán tính do động đất sinh ra tác động lên công trình theo phương ngang được thay thế bằng các tĩnh lực ngang tương đương Phần lớn công trình xây dựng thông thường khi thiết kế kháng chấn đều dùng phương pháp này để tính toán

30 Ưu điểm của phương pháp này là tính toán nhanh, đơn giản và cho kết quả tính toán với mức độ chính xác có thể chấp nhận được Phương pháp tĩnh lực ngang tương đương không áp dụng cho các công trình có hình dạng không đều đặn hoặc có sự phân bố khối lượng và độ cứng không đồng đều trong mặt bằng cũng như trong chiều cao (xem điều 4.2.3.3), TCVN 9386-2012 Điều kiện áp dụng: phương pháp này có thể áp dụng nếu nhà và công trình đáp ứng được cả hai điều kiện sau đây: c 1

  Thỏa mãn những tiêu chí về tính đều đặn theo mặt đứng trong điều 4.2.3.3, TCVN 9386-2012

Phương pháp phân tích phổ phản ứng dao động Điều kiện áp dung: Phương pháp phân tích phổ phản ứng là phương pháp có thể áp dụng cho tất cả loại nhà (xem điều 4.2.3.3), TCVN 9386-2012

Số dạng dao động cần xét đến: Phải xem xét đén phản ứng của tất cả các dao động góp phần đáng kể vào phản ứng tổng thể của công trình Như vậy phải đáp ứng

1 trong hai điều kiện sau:

 Tổng các trọng lượng hữu hiệu của các dạng dao động được xem ít nhất 90% tổng trọng lượng kết cấu

 Tất cả các dạng dao động có trọng lượng hữu hiệu lớn hơn 5% cỉa tổng trọng lượng đều được xét đến

Từ kết quả phân tích trên sinh viên nhận thấy việc sử dụng phương pháp phổ phản ứng thiết kế vào etabs thì khó quản lý được kết quả tải trọng động đất Việc sử dụng phương pháp lich sử- thời gian cũng gặp nhiều khó khăn vì không có số liệu bằng gia tốc đo tại thời điểm xây dựng Trong đồ án này sinh viên chọn phương pháp phổ phản ứng

2.5.4.2 Phương pháp phổ phản ứng

Xác định giá trị gia tốc nền thiết kế ag

Gia tốc nền ag ứng với trạng thái cực hạn xác định như sau:

Theo tiêu chuẩn TCVN 9386-2012, Chia động đất thành ba cấp tùy thuộc vào gia tốc nền thiết kế a g  a gR  1 quy định như sai:

 a g  0.08 (0.785 g m s / 2 ) : Động đất mạnh phải thiết kế khan chấn

 0.04 (0.392 g m s / 2 )  a g  0.08 (0.785 g m s / 2 ): Đông đất yếu chỉ cần áp dụng biện pháp cấu tạo khan chấn

 a g  0.04 (0.392 g m s / 2 ): Không cần thiết kế kháng chấn Áp dụng: Địa điểm xây dựng: Tp Vũng Tàu, Bà Rịa – Vũng Tàu, Việt Nam Đỉnh gia tốc nền a 28 gR : a gR  0.0612 ( g m s / 2 )(Theo phụ lục H ,TCVN 9386-2012) g: Gia tốc trọng tường g = 9.81 m/s 2

Hệ số tầm quan trọng:  I 1.0 (Tra tại phụ lục E TCVN 9386-2012 Phụ thuộc vào cấp công trình)

Đối với nhà nhiều tầng, khung hoặc kết cấu hỗn hợp tương đương khung, xác định hệ số ứng xử q = 3.9 Để tính phổ thiết kế không thứ nguyên Sd(T) cho thành phần nằm ngang chịu tác động động đất, sử dụng công thức được quy định trong mục 5.2.2.2 của TCVN 9386-2012.

Sd(T): Phổ phản ứng đàn hồi

T: Chu kỳ dao động của hệ tuyến tính một bậc tự do ag: Gia tốc nền thiết kế

TB: Giới hạn dưới của chu kì ứng với đoạn nằm ngang của phổ phản ứng gia tốc

TC: Giới hạn trên của chu kì ứng với đoạn nằm ngang của phổ phản ứng gia tốc

TD: Giá trị xác định điểm bắt đầu của phản ứng dịch chuyển không đổi trong phổ phản ứng Đặc điểm công trình: Địa điểm xây dựng: Tỉnh, thành: Bà Rịa – Vũng Tàu

Quận, huyện: Tp Vũng Tàu Loại nền đất: C Bảng 3.1 (TCVN 9386-2012)

Hệ số tầm quan trọng: γ 1  1.00 Phụ lục F Đặc điểm kết cấu: Cấp dẻo DCM Bảng 6.2

Loại kết cấu: Hệ khung, hoặc tương đương khung

Các thông số dẫn xuất:

Gia tốc nền agR 0.06 m/s 2 agR = ag0.g

Gia tốc nền thiết kế ag 0.06 m/s 2 ag = agR.y1

Thông số xác định phổ

Hệ số ứng xử q 3.9 Theo mục 5.2.2.2

Hệ số xác định cận dưới β 0.2 Theo mục 5.2.2.2

Hệ số điều chỉnh λ 0.85 Theo mục 5.2.2.2

Bảng 2.12 Bảng giá trị phổ phản ứng thiết kế a g S T B T C T D T S D

Hình 2.6 Biểu đồ phổ phản ứng thiết kế (phổ ngang) 2.5.4.3 Khai báo khối lượng Mass Soure cho động đất trong etabs

Dựa vào TCVN 9386-2012, mục 3.2.4 và mục 4.2.4 trình bày

Giá trị thiết kế Ed của các hệ quả tác động do động đất gây ra phải được xác định theo công thức: d

Các hiệu ứng quán tính của tác động động đất thiết kế phải được xác định có xét đến các khối lượng liên quan tới tất cả các lực trọng trường xuất hiện trong tổ hợp tải trọng sau: k,i E,i k,i j³1 j³1

T ĐỒ THỊ PHẢN ỨNG THIẾT KẾ (PHỔ NGANG)

 E i là hệ số tổ hợp tải trọng đối với tác động thay đổi thứ i (xem 4.2.4);

Hình 2.7 Khai báo khối lượng dao động Mass Source cho Động Đất trong Etabs 2.5.4.4 Tổ hợp tải trọng động đất

Bảng 2.13 Tổ hợp đặc biệt

COMB10 ADD 0.9TT + 0.8HT + EX COMB11 ADD 0.9TT + 0.8HT - EX COMB12 ADD 0.9TT + 0.8HT + EY COMB13 ADD 0.9TT + 0.8HT - EY

COMBBAO ENVE COMB1,COMB2,…,COMB13

KIỂM TRA ỔN ĐỊNH TỔNG THỂ VÀ CHUYỂN VỊ

2.6.1 Cơ sở kiểm tra ổn định tổng thể

Theo TCVN 198:1997 [1], quy định như sau:

Kiểm tra ổn định chống lật: CL

Hệ số an toàn chống trượt: > 1.5

Hệ số an toàn chống đẩy nổi do áp lực tĩnh: >1.2

2.6.2 Cơ sở kiểm tra chuyển vị của kết cấu

Theo TCVN 5574-2018 [3] quy định, khi tính toán các kết cấu xây dựng theo độ võng hoặc chuyển vị cần phải thỏa điều kiện:

F: là độ võng hoặc chuyển vị của các bộ phận của kết cấu được xác định có kể đến các yếu tố có ảnh hưởng đến các giá trị chúng

Fu: là độ võng hoặc chuyển vị giới hạn

2.6.2.1 Kiểm tra chuyển vị theo phương ngang

Theo TCVN 5574 – 2018[3] quy định chuyển vị theo phương ngang do tải trọng gió như sau:

 Đối với kết cấu khung bê tông cốt thép: f H t

 Đối với kết cấu khung – vách: f H t

 Đối với kết cấu tường bê tông cốt thép: f H t

Chuyển vị đỉnh công trình của kết cấu nhà cao tầng do tải trọng gió, tải trọng động đất gây ra nhưng chủ yếu do tải trọng gió gây ra Tính toán chuyển vị theo TTGHII sự tổng hợp tổ hợp sau khi kiểm tra chuyển vị đỉnh công trình

Giới hạn chuyển vị ngang tại công trình:

Bảng 2.15 Kết quả chuyển vị đỉnh công trình do tải trọng gió tiêu chuẩn gây ra

UX Giá trị Kiểm tra UY Giá trị Kiểm tra

UX MAX 10.82 Thỏa ĐK UY MAX 37.488 Thỏa ĐK

Kết luận: công trình thỏa điều kiện chuyển vị đỉnh

Hình 2.8 Chuyển vị đỉnh do tải trọng gió tiêu chuẩn gây ra

2.6.2.2 Kiểm tra chuyển vị lệch tầng Đối với tải trọng gió tiêu chuẩn:

Hạn chế chuyển vị ngang tương đối giữa các tầng: f h t

 500 Các giá trị tương ứng với các chiều cao tầng:

Bảng 2.16 Giá trị chuyển vị giới hạn tương đối giữa các tầng

Hình 2.9 Chuyển vị lệch tầng do tải gió (COMB2,COMB4) tiêu chuẩn

Kết Luận: Dựa vào biểu đồ trên thì công trình thỏa điều kiện chuyển vị lệch tầng do tải trọng gió tiêu chuẩn gây nên Đối với tải trọng động đất

Hệ số ứng xử theo phương ngang (động đất): q = 3.9 Đối với các nhà có bộ phận phi kết cấu bằng vật liệu giòn được gắn vào kết cấu: t r d ν h

Dr: Chuyển vị ngang thiết kế tương đối giữa các tầng, được xác định như sau là hiệu của các chuyển vị ngang trung bình “ds” tại trần và sàn của tầng đang xét

Theo mục 4.3.4.1, TCVN 9386-2012 có: dr = ds = qd dc

Ds: chuyển vị của một điểm của hệ kết cấu gây ra bởi tác động động đất thiết kế

Qd: hệ số ứng xử chuyển vị, giả thiết bằng “q” trừ khi có quy định khác (q d = 3.9)

Dc: chuyển vị của điểm đó của hệ kết cấu được xác định bằng phân tích tuyến tính dựa trên phổ phản ứng thiết kế ν=0.4 : hệ số chiết giảm xét đến chu kì lặp thấp hơn của tác động động đất liên quan đến yêu cầu hạn chế hư hỏng, phụ thuộc vào các nguy cơ động đất và mức độ quan trọng của công trình

Hạn chế chuyển vị ngang tương đối giữa các tầng:

 q ν Bảng 2.17 Kết quả chuyển vị lệch tầng đối với tải động đất gây ra

Height Drift (d c ) Giới hạn Kết luận h X Y [d c ]

2.6.2.3 Kiểm tra khả năng chống lật

Theo điều 3.2 TCVN 198-1997 – Nhà cao tầng BTCT có tỉ lệ chiều cao trên chiều rộng lớn hơn 5 phải kiểm tra khả năng chống lật dưới tác động của động đất và tải gió Áp dụng: 68.8 1.512 5

Kết luận: Không cần kiểm tra khả năng chống lật của công trình

2.6.2.4 Kiểm tra chuyển vị theo phương đứng (độ võng)

Lý do phải khống chế độ võng của sàn

Lý do phải khống phải khống chế độ võng của sàn nhằm: tránh mất mỹ quan, tránh làm bong tróc các lớp ốp trát, làm hư hỏng trần treo và các bộ phận trên vách ngăn, tường Đồng thời, tránh tâm lý sợ hãi cho người sử dụng Độ võng giới hạn của cấu kiện thông dụng

Bảng 2.18 Độ võng giới hạn của các cấu kiện thông dụng theo TCVN 5574-2018

Loại cấu kiện Giới hạn độ võng

Sàn có trần phẳng, cấu kiện của mái và tấm tường treo a) Khi L < 6m b) Khi 6m q1 = 31.95 kN/m

Tải trọng bản thân dầm thang: q2 = 0.2×(0.4-0.13) ×25×1,1 = 1.485 kN/m

Hình 4.6 Phản lực gối tựa cầu thang

4.6.2 Sơ đồ tính toán dầm chiếu tới

Dùng sơ đồ dầm liên kết 2 đầu ngàm

Hình 4.7 Sơ đồ tính dầm chiếu tới

Nội lực dầm chiếu tới

Hình 4.8 Momen dầm chiếu tới

Hình 4.9 Lực cắt dầm chiếu tới

4.6.2.1 Tính toán cốt thép dọc

Diện tích cốt thép được tính bằng công thức sau:

𝑏ℎ 𝑜× 100 Bảng 4.5 Kết quả tính thép dầm thang

M ho b αm ξ As à % Chọn thộp As Ch à %

Nhịp 10.156 360 200 0.0230 0.0233 81.554 0.11% 2ỉ 12 226.2 0.31% Gối 20.312 360 200 0.0461 0.0472 165.1 0.23% 2ỉ 12 226.2 0.31% 4.6.2.2 Tính toán bố trí cốt đai dầm cầu thang

Kiểm tra bền do ứng suất nén chính:

Qmax = 45.137 kN là lực cắt lớn nhất tại đầu dầm

𝜑 𝑏1 =0.3 là hệ số kể đến ảnh hưởng của đặc điểm trạng thái ứng suất của bê tông

=> Bê tông không bị phá hoại do ứng suất nén chính ta chỉ cần đặt thép cấu tạo

Vì dầm có lực cắt nhỏ bê tông đủ khả năng chịu lực nên chọn: ỉ 6a200 bố trớ cho toàn bộ dầm

THIẾT KẾ KẾT CẤU KHUNG

MỞ ĐẦU

Công trình chung cư DH Building 18 tầng gồm 1 tầng hầm 1 tầng trệt và 17 tầng điển hình

Hệ kết cấu sử dụng là hệ kết cấu khung – vách (lõi cứng), do đó việc tính toán khung phải là kết cấu khung không gian

Việc tính toán khung không gian là rất phức tạp, do đó việc tính toán nội lực sẽ được tính toán bằng phần mềm ETABS

Việc tính toán sẽ được thực hiện theo các bước sau:

 Bước 1: Chọn sơ bộ kích thước

 Bước 2: tính toán tải trọng

 Bước 3: tổ hợp tải trọng

 Bước 4: tính toán nội lực bằng phần mềm ETABS

 Bước 5: Tính toán thép cho khung trục theo yêu cầu

SỐ LIỆU TÍNH TOÁN

TCVN 198-1997, nhà cao tầng – Thiết kế bê tông cốt thép toàn khối

TCVN 2737-2023, Tải trọng và tác động – Tiêu chuẩn thiết kế

TCVN 5574-2018, Kết cấu bê tông và bê tông cốt thép – Tiêu chuẩn thiết kế

Bảng 5.1 Vật liệu sử dụng

Cấp độ bền của bê tông

Bảng 5.2 Cốt thép sử dụng

Cường độ chịu kéo, nén tính toán theo TTGHI

Cường độ chịu kéo, nén tính toán theo TTGHII

Thộp gõn cường độ cao, ỉ > 10 CB400-V 350 400 200000 Thộp trũn trơn, ỉ ≤ 10 CT240-T 210 240 200000

SƠ ĐỒ TÍNH TOÁN

5.3.1 Lựa chọn sơ đồ tính toán

Công trình có kích thước l = 45.5 =1.78 Bê tông không đủ khả năng chịu cắt cần tính toán cốt đai

Chọn cốt đai có D8, 2 nhánh có Asw = 100.5mm 2

Theo điều kiện cấu tạo:

Chọn khoảng cách thiết kế của cốt đai s = 200mm < smin (200, 556.3 ,1204.1)

= > Ta sẽ bố d8a150 cho hai đoạn đầu dầm Đoạn giữa nhịp : h > 300mm => sw = min(3h/4 ;500mm) h > 300mm => sw = min(520 ;500mm)

= > Vậy ta sẽ bố d8a200 cho hai đoạn nhịp dầm

Bảng 5.8 Tính toán cốt thép đai cho dầm

Qmax kN b mm h mm a mm h0 mm

Kiểm tra khả năng chịu cắt của bê tông

Bước cốt đai Bố trí

DX1 166.41 400 700 40 660 Bố trí đai cấu tạo 556 1204 233 150 ỉ8a150

DX2 187.62 400 700 40 660 Tính đai chịu cắt 438 1068 233 150 ỉ8a150

DX3 210.66 400 700 40 660 Tính đai chịu cắt 347 951 233 150 ỉ8a150

DX4 -153.31 400 700 40 660 Bố trí đai cấu tạo 656 1307 233 150 ỉ8a150

DX5 149.10 400 700 40 660 Bố trí đai cấu tạo 693 1344 233 150 ỉ8a150

DXP1 81.98 200 400 40 360 Tính đai chịu cắt 341 364 150 150 ỉ8a150

DXP2 101.69 200 400 40 360 Tính đai chịu cắt 222 293 150 150 ỉ8a150

DXP3 17.30 200 400 40 360 Bố trí đai cấu tạo 7663 1723 150 150 ỉ8a150

DY1 -198.19 400 700 40 660 Bố trí đai cấu tạo 392 1011 233 150 ỉ8a150

DY3 220.52 400 700 40 660 Tính đai chịu cắt 317 909 233 150 ỉ8a150

DY4 312.21 400 700 40 660 Tính đai chịu cắt 158 642 233 150 ỉ8a150

DYP1 -39.16 200 400 40 360 Bố trí đai cấu tạo 1495 761 150 150 ỉ8a150 DYP2 -92.20 200 400 40 360 Bố trí đai cấu tạo 270 323 150 150 ỉ8a150

5.11.4 Tính toán cốt thép đai gia cường vị trí dầm trực giao

5.11.4.1 Cơ sở tính toán thép đại gia cường tại vị trí dầm giao

Tại vị trí dầm phụ kê lên dầm chính có lực tập trung từ dầm phụ truyền vào Ta cần gia cường cốt thép treo cho dầm chính để tránh phá hoại cục bộ, chống nứt

Hình 5.4 Bố trí thép gia cường tại vị trí dầm giao

 Trường hợp bỏ qua lực cắt của bê tông (thiên về an toàn)

Diện tích các cốt đai: sw sw

Số đai gia cường N: sw sw

Trong đó: N là số đai cần gia cường, fsw là diện tích nhánh đai, n là số nhánh đai

Trong trường hợp đoạn S không đủ thì bố trí cốt vai bò: s.inc sw

 hoặc bố trí cả thép đai và thép vai bò thì:  R A +2R A sin sw sw sw sw   F

 Trường hợp có kể đến khả năng chịu cắt của bê tông

Diện tích tất cả các cốt đai: s

Trong trường hợp đoạn S không đủ thì bố trí cốt vai bò: s

Hoặc bố trí cả thép đai và thép vai bò thì s

R A +2R A sin F 1- h sw sw sw sw     h  

5.11.4.2 Áp dụng tính toán thép đai gia cường tại vị trí dầm giao

Tại vị trí dầm phụ kê lên dầm chính xuất hiện lực tập trung từ dầm phụ truyền vào ta cần gia cường cốt treo cho dầm chính để tránh phá hoại cục bộ và chống nứt

83 Ở đây sinh viên bố trí cốt đai dạng đại nếu thiếu sẽ gia cường thêm cốt đai dạng xiên Để đơn giản cho việc tính toán và thi công cốt thép cho dầm chọn lực cắt lớn nhất trong các dầm trục A để tính toán cốt thép đai gia cường, sau đó bố trí thép cho các dầm còn lại theo kết quả tính được

Lực tập trung lớn nhất Pmax = 38.82kN

Số lượng cốt treo: s 0 sw sw h 150

Trong đoạn đặt cốt đai gia cường, không cần đặt thêm cố đai nào khác Đoạn bố trí cốt đai gia cường: b =h -h p0-40000mm 1 dc dp

Lượng cốt đai gia cường nhiều, s < 50mm, để đảm bảo thi công được, cho phép cốt đai gia cường được bố trí trọng đoạn b =b +b 00+200P0(mm) 2 1 dp Vậy bố trí mỗi bờn 2ỉ8a50.

TÍNH TOÁN CỐT THÉP CỘT KHUNG TRỤC

5.12.1 Tính toán cốt thép cho cột

5.12.1.1 Nguyên tắc tính toán cốt thép dọc cho cột

Hiện nay tiêu chuẩn Việt Nam chưa có hướng dẫn cụ thể hướng dẫn tính toán cột chịu lực nén lệch tâm xiên Khi thiết kế thường sử dụng 3 phương pháp sau: Phương pháp thứ nhất: Tính riêng cho từng trường hợp lệch tâm phẳng và bố trí thép theo mỗi phương

Phương pháp thứ hai: Quy đổi từ bài toán lệch tâm xiên thành bài toán lệch tâm phẳng tương đương và bố trị thép đều theo cu vi cột

Phương pháp thứ ba: Phương pháp biểu đồ tương tác trong không gian

Trong thực hành tính toán thì biểu đồ tương tác chỉ được áp dụng trong bài toán kiểm tra, phương pháp thứ 2 là được áp dụng tính toán chính trong đề tài sinh viên

Do vậy trong đồ án, sinh viên chọn cách tính toán như sau:

Phương pháp tính toán cốt thép dọc trong cột theo phương pháp 2 được trình bày trong TCVN 5574-2018 và sách "Tính toán tiết diện cột bê tông cốt thép" của GS.TS Nguyễn Trọng Dân Phương pháp này dựa trên nguyên lý chịu lực của cột theo cơ chế nứt dọc và võng, đảm bảo tính an toàn và hiệu quả trong thiết kế kết cấu bê tông cốt thép.

84 thép” của GS NGUYỄN ĐÌNH CỐNG, sau đó sử dụng phương pháp biểu đồ tương tác để kiểm kê lại việc tính toán trên

5.12.1.2 Nội lực tính toán cốt thép dọc cho cột Để tính cốt thép cho cột đơn giản cần tìm ra bộ ba nội lực nguy hiểm sau:

Cặp 1: N max và Mx, My tương ứng

Cặp 2: M X max và N, My tương ứng

Cặp 1: M y max và N, Mx tương ứng

Tùy vào trường hợp cụ thể, ta có thể chọn một trong các bộ ba nội lực nguy hiểm trên để tính toán cốt thép

Bản chất của phương pháp này là đưa bài toán lệch tâm xiên thành bài toán lệch tâm phẳng tương đương và bố trí thép rải đều theo chu vi cột

Hình 5.5 Quy ước nội lực trong cột Theo lý thuyết tính toán, Mx là moment trong mặt phẳng XOZ, My là moment trong mặt phẳng YOZ, Cx và Cy lần lượt là các cạnh của tiết diện cột theo phương X và Y

Bước 1: Xác định chiều dài tính toán

Chiều dài tính toán được xác định theo mục 8.1.2.4.4, TCVN 5574-2018: ox x oy y

   đối với hệ siêu tĩnh, 2 đầu ngàm mềm

Bước 2: Kiểm tra điều kiện tính toán gần đún cột nén lệch tâm xiên

Với Cx, Cy lần lượt là cạnh của tiết diện cột

Bước 3: Tính toán độ ảnh hưởng uốn dọc theo hai phương

Theo mục 7.3.1, TCVN 5574-2018, khi tính toán độ bền các cấu kiện bê tông chịu lực nén dọc trục thì cần kể đến độ lệch ngẫu nhiên, độ lệch tâm do lực và độ lệch tâm tính toán Độ lệch tâm ngẫu nhiên: e =max ax l ox ;C x ;10

  oy y ay l C e mm Độ lệch tâm tĩnh học: e = 1x M x

 N Độ lệch tâm tính toán: e =max(e ;e ) ox ax 1x và e =max(e ;e ) oy ay 1y Độ mảnh theo hai phương:

Trong đó: ix và iy lần lượt là bán kính quán tính tiết diện ngang của cột

Tính toán hệ số ảnh hưởng của uốn dọc

Nếu λ 28 η =1 x (bỏ qua ảnh hưởng của uốn dọc)

 (kể đến ảnh hưởng của uốn dọc)

L : Lực dọc tới hạn Độ cứng của cấu kiện bê tông cốt thép ở trạng thái giới hạn về độ bền: x b,x b x

Hệ số kể đến ảnh hưởng của thời hạn tác dịnh của tải trọng, nhằm thiên về an toàn, lấy giá trị bằng 2 Độ lệch tâm tương đối của lực dọc e,x 0x x

Moment quán tính của tiết diện ngang cột:

Moment tăng lên khi kể đến độ lệch tâm ngẫu nhiên và uốn dọc:

Theo phương Y: tương tự như phương X

Bước 4: Quy đổi bài toán lệch tâm xiêng sang bài toán lệch tâm phẳng tương đương Đưa bài toán lệch tâm xiêng về lệch tâm phẳng tương đương theo phương X hoặc phương Y

Bước 5: Tính toán tiết diện thép yêu cầu

Tính toán tương tự bài lệch tâm phẳng đặt thép đối xứng

87 Độ lệch tâm tính toán e=e + 0 h -a

Trường hợp 1: ε= e 0 0.3 h   nén lệch tâm rất bé, tính toán gần như nén đúng tâm

Hệ số độ lệch tâm γ c : c γ = 1 (0.5-ε)(2+ε)

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

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

  h  và x 1  R h 0  tính theo trường hợp nén lệch tâm bé Xác định lại chiều cao vùng nén x:

  với ε = 0 e 0 h Diện tích toàn bộ cốt théo được tính như sau: b 0 st sc a

  h  và x 1  R h 0  tính toán theo trường hợp nén lệch tâm lớn

Diện tích toàn bộ cốt thép được tính như sau:

Bước 5: Kiểm tra hàm lượng thép

Thỏa yêu cầu về kết cấu: min max

Thỏa về yêu cầu kinh tế:

Hàm lượng thép hợp lí: 1% tt 4% thiết kế có khán chấn

Bước 6: Bố trí cốt thép

Cốt thép dọc cột chịu nén lệch tâm xiên được bố trí theo chu vi của cột Trên chu vi này, cốt thép được bố trí dày hơn theo cạnh có chiều rộng lớn hơn hoặc bằng cạnh có chiều cao.

Quy định khoảng cách giữa hai cốt dọc kề nhau: 50   t 400 Áp dụng tính toán cột khung trục A và 3

89 Hình 5.6 Mặt bằng bố trí cột theo khung trục A và 3

Bảng 5.9 Bảng tính toán thép cột C1 khung trục A và 3

Tầng Tên cột Tổ hợp tải trọng

M 33 l tt C y C x a Trường hơp tính toán

A st  ch  m (kN) kN.m kN.m mm mm mm mm cm 2 cm 2 % cm 2 %

SAN THUONG C1 COMB9 0 -285.60 -33.80 -44.52 2880 300 300 50 LTL 15.53 15.53 1.73 12 ỉ 16 24.13 2.68 SAN THUONG C1 COMB9 1.8 -270.91 -12.87 -1.18 2880 300 300 50 LTRB -37.06 3.60 0.40 12 ỉ 16 24.13 2.68 SAN THUONG C1 COMB9 3.6 -256.22 8.06 42.17 2880 300 300 50 LTL 7.01 7.01 0.78 12 ỉ 16 24.13 2.68 TANG 18 C1 COMB9 0 -735.28 -51.52 -45.48 2880 300 300 50 LTL 11.54 11.54 1.28 12 ỉ 16 24.13 2.68 TANG 18 C1 COMB9 1.8 -720.59 3.67 0.36 2880 300 300 50 LTRB -25.21 3.60 0.40 12 ỉ 16 24.13 2.68 TANG 18 C1 COMB9 3.6 -705.90 58.87 46.20 2880 300 300 50 LTL 15.17 15.17 1.69 12 ỉ 16 24.13 2.68 TANG 17 C1 COMB9 0 -1188.99 -59.11 -44.92 2880 300 300 50 LTB 23.28 23.28 2.59 12 ỉ 16 24.13 2.68 TANG 17 C1 COMB9 1.8 -1174.30 -0.87 -0.02 2880 300 300 50 LTRB -9.15 3.60 0.40 12 ỉ 16 24.13 2.68 TANG 17 C1 COMB9 3.6 -1159.62 57.37 44.87 2880 300 300 50 LTB 21.53 21.53 2.39 12 ỉ 16 24.13 2.68 TANG 16 C1 COMB9 0 -1646.46 -42.33 -40.31 2880 360 360 50 LTRB -9.50 5.18 0.40 12 ỉ 18 30.54 2.36 TANG 16 C1 COMB9 1.8 -1631.78 8.17 1.19 2880 360 360 50 LTRB -17.29 5.18 0.40 12 ỉ 18 30.54 2.36 TANG 16 C1 COMB9 3.6 -1617.09 58.67 42.69 2880 360 360 50 LTRB -5.10 5.18 0.40 12 ỉ 18 30.54 2.36 TANG 15 C1 COMB9 0 -2118.72 -65.79 -44.87 2880 360 360 50 LTRB 9.41 9.41 0.73 12 ỉ 18 30.54 2.36 TANG 15 C1 COMB9 1.8 -2101.24 -2.51 1.31 2880 360 360 50 LTRB -1.68 5.18 0.40 12 ỉ 18 30.54 2.36 TANG 15 C1 COMB9 3.6 -2083.76 60.77 47.49 2880 360 360 50 LTRB 7.38 7.38 0.57 12 ỉ 18 30.54 2.36 TANG 14 C1 COMB9 0 -2595.29 -89.77 -42.90 2880 360 360 50 LTRB 29.26 29.26 2.26 12 ỉ 18 30.54 2.36 TANG 14 C1 COMB9 1.8 -2577.81 -0.41 -0.22 2880 360 360 50 LTRB 14.64 14.64 1.13 12 ỉ 18 30.54 2.36 TANG 14 C1 COMB9 3.6 -2560.33 88.95 42.46 2880 360 360 50 LTRB 27.99 27.99 2.16 12 ỉ 18 30.54 2.36 TANG 13 C1 COMB9 0 -3077.87 -55.45 -38.82 2880 450 450 50 LTRB -9.73 8.10 0.40 12 ỉ 20 37.70 1.86 TANG 13 C1 COMB9 1.8 -3060.39 13.18 1.01 2880 450 450 50 LTRB -11.65 8.10 0.40 12 ỉ 20 37.70 1.86 TANG 13 C1 COMB9 3.6 -3042.91 81.81 40.83 2880 450 450 50 LTRB -6.67 8.10 0.40 12 ỉ 20 37.70 1.86 TANG 12 C1 COMB9 0 -3578.09 -91.69 -41.66 2880 450 450 50 LTRB 11.16 11.16 0.55 12 ỉ 20 37.70 1.86 TANG 12 C1 COMB9 1.8 -3557.57 -8.62 0.93 2880 450 450 50 LTRB 4.74 8.10 0.40 12 ỉ 20 37.70 1.86 TANG 12 C1 COMB9 3.6 -3537.05 74.46 43.53 2880 450 450 50 LTRB 7.18 8.10 0.40 12 ỉ 20 37.70 1.86 TANG 11 C1 COMB9 0 -4082.18 -126.12 -40.26 2880 450 450 50 LTRB 32.51 32.51 1.61 12 ỉ 20 37.70 1.86

TANG 11 C1 COMB9 1.8 -4061.66 -1.89 -0.35 2880 450 450 50 LTRB 21.72 21.72 1.07 12 ỉ 20 37.70 1.86 TANG 11 C1 COMB9 3.6 -4041.14 122.35 39.55 2880 450 450 50 LTRB 30.60 30.60 1.51 12 ỉ 20 37.70 1.86 TANG 10 C1 COMB9 0 -4592.30 -70.02 -37.32 2880 500 500 50 LTRB 11.63 11.63 0.47 16 ỉ 22 60.82 2.43 TANG 10 C1 COMB9 1.8 -4571.78 17.98 0.67 2880 500 500 50 LTRB 10.94 10.94 0.44 16 ỉ 22 60.82 2.43 TANG 10 C1 COMB9 3.6 -4551.27 105.98 38.66 2880 500 500 50 LTRB 14.19 14.19 0.57 16 ỉ 22 60.82 2.43 TANG 9 C1 COMB9 0 -5120.96 -119.68 -39.72 2880 500 500 50 LTRB 33.80 33.80 1.35 16 ỉ 22 60.82 2.43 TANG 9 C1 COMB9 1.8 -5097.16 -17.18 0.56 2880 500 500 50 LTRB 28.52 28.52 1.14 16 ỉ 22 60.82 2.43 TANG 9 C1 COMB9 3.6 -5073.37 85.33 40.83 2880 500 500 50 LTRB 27.82 27.82 1.11 16 ỉ 22 60.82 2.43 TANG 8 C1 COMB9 0 -5652.17 -164.68 -39.62 2880 500 500 50 LTRB 56.59 56.59 2.26 16 ỉ 22 60.82 2.43 TANG 8 C1 COMB9 1.8 -5628.38 -5.68 -0.50 2880 500 500 50 LTRB 46.30 46.30 1.85 16 ỉ 22 60.82 2.43 TANG 8 C1 COMB9 3.6 -5604.59 153.32 38.62 2880 500 500 50 LTRB 53.50 53.50 2.14 16 ỉ 22 60.82 2.43 TANG 7 C1 COMB9 0 -6188.15 -83.17 -38.37 2880 550 550 50 LTRB 34.18 34.18 1.13 20 ỉ 22 76.03 2.51 TANG 7 C1 COMB9 1.8 -6164.35 20.41 0.37 2880 550 550 50 LTRB 33.39 33.39 1.10 20 ỉ 22 76.03 2.51 TANG 7 C1 COMB9 3.6 -6140.56 124.00 39.10 2880 550 550 50 LTRB 33.91 33.91 1.12 20 ỉ 22 76.03 2.51 TANG 6 C1 COMB9 0 -6741.75 -151.11 -41.23 2880 550 550 50 LTRB 55.80 55.80 1.84 20 ỉ 22 76.03 2.51 TANG 6 C1 COMB9 1.8 -6714.43 -32.69 0.35 2880 550 550 50 LTRB 51.71 51.71 1.71 20 ỉ 22 76.03 2.51 TANG 6 C1 COMB9 3.6 -6687.12 85.74 41.92 2880 550 550 50 LTRB 50.80 50.80 1.68 20 ỉ 22 76.03 2.51 TANG 5 C1 COMB9 0 -7295.10 -188.30 -43.82 2880 550 550 50 LTRB 77.47 77.47 2.56 20 ỉ 22 76.03 2.51 TANG 5 C1 COMB9 1.8 -7267.78 -10.86 -0.99 2880 550 550 50 LTRB 70.13 70.13 2.32 20 ỉ 22 76.03 2.51 TANG 5 C1 COMB9 3.6 -7240.47 166.58 41.84 2880 550 550 50 LTRB 73.15 73.15 2.42 20 ỉ 22 76.03 2.51 TANG 4 C1 COMB9 0 -7850.73 -160.20 -40.71 2880 600 600 50 LTRB 57.09 57.09 1.59 20 ỉ 25 98.17 2.73 TANG 4 C1 COMB9 1.8 -7823.42 -10.02 1.09 2880 600 600 50 LTRB 54.93 54.93 1.53 20 ỉ 25 98.17 2.73 TANG 4 C1 COMB9 3.6 -7796.10 140.15 42.89 2880 600 600 50 LTRB 54.02 54.02 1.50 20 ỉ 25 98.17 2.73 TANG 3 C1 COMB9 0 -8417.27 176.08 -65.92 2880 600 600 50 LTRB 75.43 75.43 2.10 20 ỉ 25 98.17 2.73 TANG 3 C1 COMB9 1.8 -8386.20 76.33 -7.47 2880 600 600 50 LTRB 73.59 73.59 2.04 20 ỉ 25 98.17 2.73 TANG 3 C1 COMB9 3.6 -8355.12 -23.43 50.98 2880 600 600 50 LTRB 72.56 72.56 2.02 20 ỉ 25 98.17 2.73 TANG 2 C1 COMB9 0 -9002.39 150.04 11.66 3360 600 600 50 LTRB 95.85 95.85 2.66 20 ỉ 25 98.17 2.73 TANG 2 C1 COMB9 2.1 -8966.13 76.33 19.50 3360 600 600 50 LTRB 94.64 94.64 2.63 20 ỉ 25 98.17 2.73 TANG 2 C1 COMB9 4.2 -8929.87 -23.43 27.33 3360 600 600 50 LTRB 93.43 93.43 2.60 20 ỉ 25 98.17 2.73

5.12.2 Tính toán cốt đai cho cột

Các bước tính toán thép đai chịu cắt

Cốt đai cho cột được tính toán và thiết kế theo TCVN 5574-2018

Bước 1: Xác định hệ số n

Theo mục 8.1.3.3.2, TCVN 5574-2018, ảnh hưởng của ứng suất nén và kéo khi tính toán dải bê tông giữa các tiết diện nghiêng và khi tính toán các tiết diện nghiên cần được kể đến bằng hệ số  n

Rb: cường độ chịu nén tính toán của bê tông

Rbt: cường độ chịu kéo tính toán của bê tông

Bước 2: Kiểm tra khả năng chịu cắt của tiết diện bê tông khi không có cốt đai

Lực cắt Qb,0 chịu bởi bê tông trong tiết diện nghiên khi không có cốt đai:

   b,min bt 0,th b,max bt 0,th

trong công thức tính sức kháng cắt của dầm bê tông cốt thép chịu cắt xiên là 1,5 Hệ số này phản ánh ảnh hưởng của cốt thép dọc, lực bám dính giữa bê tông và cốt thép, cũng như trạng thái ứng suất của bê tông trong vùng chịu kéo phía trên vết nứt xiên.

Rbt: Cường độ chịu kéo tính toán của bê tông;

C: Chiều dài nguy hiểm nhất của hình chiếu tiết diện nghiên, C = 2 x h0,th

Kiểm tra khả năng chịu cắt của tiết diện bê tông khi không có cốt đai:

 Nếu Q < Qb,0: Bê tông đã đủ khả năng chịu cắt, cốt đai đặt theo cấu tạo;

 Nếu Q > Qb,0: Bê tông chưa đủ khả năng chịu cắt, cần tính toán cốt đai

Bước 3: Xác định số nhánh cốt đai n và đường kính cốt đai d sw

Số nhánh đai tùy thuộc vào kích thước cột và cách bố trí cốt thép dọc Thông thường, khi b > 400 nên chọn n > 3

Theo mục 10.3.4.2, TCVN 5574-2018, đường kính cốt thép ngang (cốt thép đai) trong các khung cốt thép buộc của các cấu kiện chịu nén lệch tâm lấy không nhỏ hơn 0.24 lần đường kính cốt thép dọc lớn nhất và không nhỏ hơn 6mm Đường kính cốt đai dsw:

 Dùng bê tông B70 trở xuống: doc max sw d max d ; 6mm

 Dùng bê tông B70 đến B100: d sw max d doc max ;8mm

Bước 4: Xác định lực cắt trong cốt thép đai trên một đơn vị chiều dài cấu kiên q sw

Chiều dài tính hình chiếu tiết diện nghiêng nguy hiểm C * :

Lực cắt Qb chịu bởi bê tông trong tiết diện nghiêng khi có cốt đai:

Lực cắt chịu bởi cốt thép ngang trong tiết diện nghiêng Qsw:

Lực trong cốt thép đai trên một đơn vị chiều dài cấu kiện qsw: b,min sw sw * sw sw 0,th

Bước 5: Xác định khoảng cách cốt đai s sw

Diện tích cốt đai Asw:

Khoảng cách cốt đai theo tính toán ssw, tt: sw ,tt sw sw sw

Trong đó: Rsw: Cường độ chịu cắt tính toán của cốt đai

Khoảng cách lớn nhất giữa hai cốt đai nhằm đảm bảo cho tiết diện nghiêng cắt qua một lớp cốt đai ssw, max:

Khoảng cách cốt đai theo cấu tạo ssw, ct:

 Nếu hàm lượng cốt thép dọc chịu nén không lớn hơn 1.5% hoặc khi toàn bộ tiết diện chịu nén không lớn hơn 3% thì khi:

Bê tông từ B70 trở xuống: s sw ,ct  min 15 d;500mm   

Bê tông từ B70 đến B100: s sw ,ct  min 15 d; 400mm   

 Nếu hàm lượng cốt thép chịu nén lớn hơn 1.5% hoặc khi toàn bộ tiết diện chịu nén lớn hơn 3% thì khi:

Bê tông từ B70 trở xuống: s sw ,ct  min 10 d;300mm   

Bê tông từ B70 đến B100: s sw ,ct  min 10 d; 250mm   

Khoảng cách cốt đai thiết kế ssw: s sw  min(s sw ,tt ;s sw ,max ;s sw ,ct )

Cốt đai phải bố trí liên tục qua nút khung

Hình 5.6 Bố trí cốt đai theo chiều dài cột

Chiều dài vùng tới hạn L1: L 1 max h ; c L w ; 450mm

Khoảng cách cốt đai ssw,L1 trong vùng tới hạn L1: s sw ,L1  min(8 d;175mm) 

Bảng 5.10 Kết quả tính cốt thép đai cho cột C1

Bề rộng cột 30d Đoạn gần gối Đoạn giữa

TANG 15 C1 12ỉ18 2.36 3600 2900 60 540 540 144 2360 216 TANG 14 C1 12ỉ18 2.36 3600 2900 60 540 540 144 2360 216 TANG 13 C1 12ỉ20 1.86 3600 2900 60 600 600 160 2300 240 TANG 12 C1 12ỉ20 1.86 3600 2900 60 600 600 160 2300 240 TANG 11 C1 12ỉ20 1.86 3600 2900 60 600 600 160 2300 240 TANG 10 C1 16ỉ22 2.43 3600 2900 60 660 660 176 2240 264 TANG 9 C1 16ỉ22 2.43 3600 2900 60 660 660 176 2240 264 TANG 8 C1 16ỉ22 2.43 3600 2900 60 660 660 176 2240 264 TANG 7 C1 20ỉ22 2.51 3600 2900 60 660 660 176 2240 264 TANG 6 C1 20ỉ22 2.51 3600 2900 60 660 660 176 2240 264 TANG 5 C1 20ỉ22 2.51 3600 2900 60 660 660 176 2240 264 TANG 4 C1 20ỉ25 2.73 3600 2900 60 750 750 200 2150 300 TANG 3 C1 20ỉ25 2.73 3600 2900 60 750 750 200 2150 300 TANG 2 C1 20ỉ25 2.73 4200 3500 60 750 750 200 2750 300

THIẾT KẾ VÁCH ĐƠN

Tính toán cốt thép cấu kiện vách 2 khung trục A và 3

5.13.1 Lý thuyết tính toán (Phương pháp vùng biên chịu moment)

Phương pháp này giả định rằng cốt thép chịu ứng suất nén và kéo được đặt tại vùng biên hai đầu tường chịu toàn bộ mô men uốn Theo đó, ứng suất dọc theo trục tường cũng được phân bố đều trên toàn bộ chiều dài bức tường.

Các giả thiết cơ bản: Ứng lực kéo do cốt thép chịu; Ứng lực nén do cả bê tông và cốt thép chịu

Bước 1: Giả thiết chiều dài B của vùng biên chịu moment Xét vách chịu lực dọc trục

N và moment uốn trong mặt phẳng Mx Moment Mx tương đương với một cặp ngẫu lực đặt ở hai vùng biên của tường

Hình 5.1 Mặt cắt và mặt đứng vách

Bước 2: Xác định lực kéo hoặc nén trong vùng biên

Ab là diện tích vùng biên;

A là diện tích mặt cắt vách;

Bl, Br là chiều dài vùng biên trái, phải

Bước 3: Tính diện tích cốt thép theo TCVN 5574 – 2018

Tính toán cốt thép theo cấu kiện chịu kéo, nén đúng tâm

Nếu Ni < 0 (Vùng chịu kéo), diện tích cốt thép chịu kéo: i s s

Nếu Ni > 0 (Vùng chịu nén), diện tích cốt thép chịu nén: i b b b s sc

Bước 4: Kiểm tra hàm lượng cốt thép Nếu không thỏa mãn thì phải tăng kích thước B của vùng biên lên rồi tính lại Bước 1 Chiều dài của vùng biên B có giá trị lớn nhất là L/2, nếu vượt quá giá trị này cần tăng bề dày tường

Bước 5: Kiểm tra phần tường còn lại giữa hai vùng biên như đối với cấu kiện chịu nén đúng tâm Trường hợp bê tông đã đủ khả năng chịu lực thì cốt thép chịu nén trong vùng này được đặt theo cấu tạo

Bước 6: Kiểm tra khả năng chống uốn của vách

Phương pháp này tương tự như phương pháp phân bố ứng suất đàn hồi, chỉ khác ở chỗ bố trí tập trung lượng cốt thép chịu toàn bộ moment ở hai đầu vách

Phương pháp này khá thích hợp đối với trường hợp vách có tiết diện tăng cường ở hai đầu (Bố trí cột ở hai đầu vách)

Phương pháp này thiên về an toàn vì chỉ kể đến khả năng chịu moment của cốt thép

5.13.2 Tính toán phần tử điển hình :

Kết quả nội lực vách PC6

Bảng 5.11 Kết quả nội lực vách PC6 Pier Story Load Case Location

Sinh viên trình bày cách tính vách PC6

Giả thuyết chiều dài biên trái, biên phải: LR=LL=0.4 (m), LB=1.2 (m)

Diện tích biên, bụng : A b   B L L R ,  0.12( m 2 ) A bung   B L B  0.36( m 2 )

Lực dọc quy đổi vùng biên, bụng: w

Diện tích cốt thép được tính như sau :

Kiểm tra hàm lượng cốt thép :

Kết quả tính toán vách điển hình :

Bảng 5.12 Bảng tính cốt thép vách P1-A

Story Combo P M B L AQĐ PQĐ Astinh Thép chọn Aschon μ μ

Giữa Biên Giữa Biên Giữa Biên Giữa Biên Giữa Biên Giữa Biên Giữa Biên (kN) (kN.m) (m) (m) (m) (m 2 ) (m 2 ) (kN) (kN) (mm 2 ) (mm 2 ) n ỉ n ỉ (mm 2 ) (mm 2 ) (%) (%)

ST CB9 -151.88 341.46 0.3 0.6 0.3 0.18 0.09 -75.9 -417.4 -11043.1 -4166.6 10 16 7 16 2010.6 1407.4 1.12% 1.56% TANG 18 CB9 -391.62 232.45 0.3 0.6 0.3 0.18 0.09 -195.8 -356.2 -10615.0 -4385.1 10 16 7 16 2010.6 1407.4 1.12% 1.56% TANG 17 CB9 -632.81 263.31 0.3 0.6 0.3 0.18 0.09 -316.4 -450.8 -10184.3 -4047.3 10 16 7 16 2010.6 1407.4 1.12% 1.56% TANG 16 CB9 -872.37 264.35 0.3 0.6 0.3 0.18 0.09 -436.2 -511.8 -9756.5 -3829.2 10 16 7 16 2010.6 1407.4 1.12% 1.56% TANG 15 CB5 -1002.57 247.9 0.3 0.6 0.3 0.18 0.09 -501.3 -526.1 -9524.0 -3778.2 10 16 7 16 2010.6 1407.4 1.12% 1.56% TANG 14 CB9 -1346.48 272.58 0.3 0.6 0.3 0.18 0.09 -673.2 -639.5 -8909.8 -3373.3 10 16 7 16 2010.6 1407.4 1.12% 1.56% TANG 13 CB9 -1580.46 271.69 0.3 0.6 0.3 0.18 0.09 -790.2 -697.0 -8492.0 -3167.9 10 16 7 16 2010.6 1407.4 1.12% 1.56% TANG 12 CB9 -1813.95 269.4 0.3 0.6 0.3 0.18 0.09 -907.0 -752.8 -8075.1 -2968.5 10 16 7 16 2010.6 1407.4 1.12% 1.56% TANG 11 CB9 -2046.08 267.19 0.3 0.6 0.3 0.18 0.09 -1023.0 -808.4 -7660.6 -2770.0 10 16 7 16 2010.6 1407.4 1.12% 1.56% TANG 10 CB9 -2275.22 263.07 0.3 0.6 0.3 0.18 0.09 -1137.6 -861.1 -7251.4 -2581.8 10 16 7 16 2010.6 1407.4 1.12% 1.56% TANG 9 CB9 -2536.43 251.04 0.3 0.6 0.3 0.18 0.09 -1268.2 -913.0 -6784.9 -2396.3 10 16 7 16 2010.6 1407.4 1.12% 1.56% TANG 8 CB9 -2759.11 248.7 0.3 0.6 0.3 0.18 0.09 -1379.6 -966.1 -6387.3 -2206.7 10 16 7 16 2010.6 1407.4 1.12% 1.56% TANG 7 CB9 -2976.41 245.92 0.3 0.6 0.3 0.18 0.09 -1488.2 -1017.3 -5999.3 -2023.8 10 16 7 16 2010.6 1407.4 1.12% 1.56% TANG 6 CB9 -3188.08 239.92 0.3 0.6 0.3 0.18 0.09 -1594.0 -1063.6 -5621.3 -1858.6 10 16 7 16 2010.6 1407.4 1.12% 1.56% TANG 5 CB9 -3392.98 234.79 0.3 0.6 0.3 0.18 0.09 -1696.5 -1109.1 -5255.4 -1696.0 10 16 7 16 2010.6 1407.4 1.12% 1.56% TANG 4 CB9 -3588.53 222.43 0.3 0.6 0.3 0.18 0.09 -1794.3 -1144.3 -4906.2 -1570.4 10 16 7 16 2010.6 1407.4 1.12% 1.56% TANG 3 CB9 -3773.21 237.3 0.3 0.6 0.3 0.18 0.09 -1886.6 -1207.0 -4576.4 -1346.6 10 16 7 16 2010.6 1407.4 1.12% 1.56% TANG 2 CB9 -3952.30 132.02 0.3 0.6 0.3 0.18 0.09 -1976.2 -1134.8 -4256.6 -1604.4 10 16 7 16 2010.6 1407.4 1.12% 1.56% TANG 1 CB9 -4004.16 135.22 0.3 0.0 0.3 0.00 0.09 -2002.1 -1151.3 7150.3 -1545.4 10 16 7 16 2010.6 1407.4 1.12% 1.56%

Bảng 5.13 Bảng tính cốt thép vách PA-1

ST CB7 -139.59 330.56 0.3 0.6 0.3 0.18 0.09 -69.8 -402.2 -11065.0 -4220.8 10 16 7 16 2010.6 1407.4 1.12% 1.56% TANG 18 CB7 -397.60 231.4 0.3 0.6 0.3 0.18 0.09 -198.8 -356.5 -10604.3 -4383.9 10 16 7 16 2010.6 1407.4 1.12% 1.56% TANG 17 CB7 -588.88 241.7 0.3 0.6 0.3 0.18 0.09 -294.4 -415.8 -10262.7 -4172.2 10 16 7 16 2010.6 1407.4 1.12% 1.56% TANG 16 CB7 -814.56 235.77 0.3 0.6 0.3 0.18 0.09 -407.3 -465.6 -9859.7 -3994.2 10 16 7 16 2010.6 1407.4 1.12% 1.56% TANG 15 CB4 -854.21 197.55 0.3 0.6 0.3 0.18 0.09 -427.1 -433.0 -9788.9 -4110.5 10 16 7 16 2010.6 1407.4 1.12% 1.56% TANG 14 CB7 -1297.28 231.31 0.3 0.6 0.3 0.18 0.09 -648.6 -581.3 -8997.7 -3581.0 10 16 7 16 2010.6 1407.4 1.12% 1.56% TANG 13 CB7 -1518.13 228.97 0.3 0.6 0.3 0.18 0.09 -759.1 -633.9 -8603.3 -3393.0 10 16 7 16 2010.6 1407.4 1.12% 1.56% TANG 12 CB7 -1737.16 225.58 0.3 0.6 0.3 0.18 0.09 -868.6 -684.9 -8212.2 -3211.0 10 16 7 16 2010.6 1407.4 1.12% 1.56% TANG 11 CB7 -1953.80 221.95 0.3 0.6 0.3 0.18 0.09 -976.9 -735.1 -7825.4 -3031.9 10 16 7 16 2010.6 1407.4 1.12% 1.56% TANG 10 CB7 -2167.29 217.77 0.3 0.6 0.3 0.18 0.09 -1083.6 -783.8 -7444.1 -2857.9 10 16 7 16 2010.6 1407.4 1.12% 1.56% TANG 9 CB9 -2377.63 212.53 0.3 0.6 0.3 0.18 0.09 -1188.8 -830.6 -7068.5 -2690.9 10 16 7 16 2010.6 1407.4 1.12% 1.56% TANG 8 CB9 -2763.35 171.33 0.3 0.6 0.3 0.18 0.09 -1381.7 -881.2 -6379.7 -2510.0 10 16 7 16 2010.6 1407.4 1.12% 1.56% TANG 7 CB9 -2995.92 164.99 0.3 0.6 0.3 0.18 0.09 -1498.0 -932.3 -5964.4 -2327.5 10 16 7 16 2010.6 1407.4 1.12% 1.56% TANG 6 CB9 -3225.63 157.98 0.3 0.6 0.3 0.18 0.09 -1612.8 -981.9 -5554.2 -2150.2 10 16 7 16 2010.6 1407.4 1.12% 1.56% TANG 5 CB9 -3451.93 151.76 0.3 0.6 0.3 0.18 0.09 -1726.0 -1031.6 -5150.1 -1972.9 10 16 7 16 2010.6 1407.4 1.12% 1.56% TANG 4 CB9 -3675.42 138.84 0.3 0.6 0.3 0.18 0.09 -1837.7 -1073.1 -4751.0 -1824.6 10 16 7 16 2010.6 1407.4 1.12% 1.56% TANG 3 CB9 -3895.71 154.75 0.3 0.6 0.3 0.18 0.09 -1947.9 -1145.9 -4357.7 -1564.7 10 16 7 16 2010.6 1407.4 1.12% 1.56% TANG 2 CB9 -4072.41 107.67 0.3 0.6 0.3 0.18 0.09 -2036.2 -1137.7 -4042.1 -1593.8 10 16 7 16 2010.6 1407.4 1.12% 1.56% TANG 1 CB9 -4291.14 43.754 0.3 0.6 0.3 0.18 0.09 -2145.6 -1121.4 -3651.5 -1652.1 10 16 7 16 2010.6 1407.4 1.12% 1.56%

Bảng 5.14 Bảng tính cốt thép vách PA2

ST CB9 -325.43 392.77 0.3 1.2 0.4 0.36 0.12 -195.3 -310.6 -21931.2 -6433.7 10 16 8 16 2010.6 1608.5 0.56% 1.34% TANG 18 CB9 -911.57 322.78 0.3 1.2 0.4 0.36 0.12 -546.9 -384.1 -20675.2 -6171.2 10 16 8 16 2010.6 1608.5 0.56% 1.34% TANG 17 CB9 -1553.40 329.18 0.3 1.2 0.4 0.36 0.12 -932.0 -516.4 -19299.8 -5698.5 10 16 8 16 2010.6 1608.5 0.56% 1.34% TANG 16 CB9 -2135.50 327.47 0.3 1.2 0.4 0.36 0.12 -1281.3 -631.8 -18052.5 -5286.5 10 16 8 16 2010.6 1608.5 0.56% 1.34% TANG 15 CB9 -2718.26 327.89 0.3 1.2 0.4 0.36 0.12 -1631.0 -748.6 -16803.7 -4869.4 10 16 8 16 2010.6 1608.5 0.56% 1.34% TANG 14 CB9 -3301.63 324.53 0.3 1.2 0.4 0.36 0.12 -1981.0 -863.2 -15553.6 -4460.2 10 16 8 16 2010.6 1608.5 0.56% 1.34% TANG 13 CB9 -3881.90 319.96 0.3 1.2 0.4 0.36 0.12 -2329.1 -976.4 -14310.2 -4055.9 10 16 8 16 2010.6 1608.5 0.56% 1.34% TANG 12 CB9 -4460.92 317.07 0.3 1.2 0.4 0.36 0.12 -2676.6 -1090.4 -13069.5 -3648.7 10 16 8 16 2010.6 1608.5 0.56% 1.34% TANG 11 CB9 -5039.22 311.27 0.3 1.2 0.4 0.36 0.12 -3023.5 -1202.4 -11830.2 -3248.6 10 16 8 16 2010.6 1608.5 0.56% 1.34% TANG 10 CB9 -5614.09 304 0.3 1.2 0.4 0.36 0.12 -3368.5 -1312.8 -10598.4 -2854.2 10 16 8 16 2010.6 1608.5 0.56% 1.34% TANG 9 CB9 -6186.74 298.6 0.3 1.2 0.4 0.36 0.12 -3712.0 -1424.0 -9371.3 -2457.2 10 16 8 16 2010.6 1608.5 0.56% 1.34% TANG 8 CB9 -6758.17 291.06 0.3 1.2 0.4 0.36 0.12 -4054.9 -1533.5 -8146.8 -2065.9 10 16 8 16 2010.6 1608.5 0.56% 1.34% TANG 7 CB9 -7326.39 281.41 0.3 1.2 0.4 0.36 0.12 -4395.8 -1641.2 -6929.2 -1681.6 10 16 8 16 2010.6 1608.5 0.56% 1.34% TANG 6 CB9 -7891.91 273.38 0.3 1.2 0.4 0.36 0.12 -4735.1 -1749.2 -5717.3 -1295.5 10 16 8 16 2010.6 1608.5 0.56% 1.34% TANG 5 CB9 -8455.89 263.94 0.3 1.2 0.4 0.36 0.12 -5073.5 -1856.1 -4508.8 -913.8 10 16 8 16 2010.6 1608.5 0.56% 1.34% TANG 4 CB9 -9016.64 248.81 0.3 1.2 0.4 0.36 0.12 -5410.0 -1958.8 -3307.2 -547.0 10 16 8 16 2010.6 1608.5 0.56% 1.34% TANG 3 CB9 -9574.31 250.73 0.3 1.2 0.4 0.36 0.12 -5744.6 -2071.6 -2112.2 -144.4 10 16 8 16 2010.6 1608.5 0.56% 1.34% TANG 2 CB9 -10136.14 189.06 0.3 1.2 0.4 0.36 0.12 -6081.7 -2145.4 -908.3 119.3 10 16 8 16 2010.6 1608.5 0.56% 1.34% TANG 1 CB9 -10546.24 161.23 0.3 1.2 0.4 0.36 0.12 -6327.7 -2210.0 -29.5 350.1 10 16 8 16 2010.6 1608.5 0.56% 1.34%

TÍNH TOÁN VÀ THIẾT KẾ CỐT THÉP DỌC CHO VÁCH LÕI

Cốt thép trong vách được tính toán theo cấu kiện chịu Nén Tuy nhiên, để thuận tiện ta tiến hành viết 1 chương trính toán cốt thép cho Vách với số liệu suất ra từ phần mềm ETABS Dữ liệu được xuất ra từ ETABS là biểu đồ moment của tất cả các tổ hợp Việc tính toán cốt thép dọc cho vách phẳng có thể sử dụng một số phương pháp tính vách thông dụng sau:

 Phương pháp phân bố ứng suất đàn hồi

 Phương pháp giải thuyết vùng chịu biên chịu moment

 Phương pháp xây dựng biểu đồ tương tác

Kết luận: Ở đồ án này sinh viên chọn phương pháp phân bố ứng suất đàn hồi để tính toán vách lõi thang máy

5.14.2 Phương pháp phân bố ứng suất đàn hồi

Phương pháp này chia vách lõi thành những phần tử nhỏ chịu lực kéo nén đúng tâm, ứng suất coi như phân bố đều trên mặt cắt ngang của phần tử Tính toán cốt thép cho từng phần tử sau đó kết hợp lại bố trí cho cả vách và lõi

Các giả thuyết cơ bản khi tính toán:

 Ứng suất kéo do cốt thép chịu, ứng suất nén do cả bê tông và cốt thép chịu 5.14.2.2 Các bước tính toán

Bước 1: Xác định trục chính moment quán tính chính trung tâm của vách

Hình 5.7 Xác định trục chính moment quán tính chính

Bước 2: Chia vách thành từng phần tử nhỏ

Hình 5.14 Phân chia phần tử vách lõi thang máy Đặc trưng hình học

(mm) (mm) (mm 2 ) (mm 4 ) (mm 4 ) 4979.4606 1325.1037 7230000 1.20E+13 8.05E+13

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

Bước 3: Xác định ứng suất trên mỗi phần tử

Do giả thuyết vật liệu đàn hồi nên ta dùng các công thức tính toán trong “Sức bền vật liệu”

Bước 4: Tính ứng suất trong từng phần tử: x i i x

Bước 5: Xác định nội lực trong từng phần tử: w i w i

Tw: Chiều dày của vách

Lw: Chiều dài của vách

A: Diện tích mặt cắt ngang của vách

Ix: Moment quán tính chính trung tâm

Bước 6: Tính toán cốt thép theo TCVN 5574-2018

Tính toán cốt thép cấu kiện chịu kéo nén đúng tâm

 Nếu Ni < 0 (vùng chỉ chịu kéo) i s s

 Nếu Ni > 0 (vùng chỉ chịu nén) i b b b s sc

Bước 7: Kiểm tra hàm lượng cốt thép TCVN 9386-2012 Để tính toán vách lõi, trước hết phải hiểu rõ cấu tạo và chức năng làm việc của thép trong vách lõi

Bảng 5.16 Cấu tạo vách theo TCXDVN 375-2006

TCXDVN 375 - 2006 Thông số Thép dọc Thép ngang Điều

Hàm lượng thép max 4%A c 4%A c 5.3.5.4.(13)P Đường kính thép min 8(mm) doc

8 5.3.5.4.(15) Khoảng cách thép min 75(mm) 75(mm) 5.3.5.4.(15)

Khoảng cách thép max min(3b w ; 400) min(3b w ; 400) 5.3.5.4.(15)

Hàm lượng thép gia cường vùng biên ≥ 0.5% 4.3.4.2.(10)

Ngoài ra, còn có théo đai phân bố được rải theo cấu tạo Theo TCXDVN 375-

2006 thì có thể dùng đai chữ C hoặc S, trong trường hợp có kháng chấn khoảng cách lớn nhất theo phương đứng là min (16 doc, 2b ) w , theo phương ngang là 2bw

Bước 7: Kiểm tra khả năng chông uốn của vách đối với moment còn lại

5.14.2.3 Áp dụng tính toán cho phần tử 1

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

M2min, M3tương ứng, Ptương ứng

M2max, M3tương ứng, Ptương ứng

M3min, M2tương ứng, Ptương ứng

M3max, M2tương ứng, Ptương ứng

Bảng 5.17 Thông số tính toán phần tử 1

Bảng 5.18 Kết quả phân tích nội lực phần tử 1

Tổ hợp Vị trí P M 2 M 3 σ (Mpa)

Comb9 P min -50117.6 -23530.15 -3400.48 -4.44 -931.62 Nén Comb13 M 2min -46313.2 -41854.66 -5353.04 -2.01 -421.38 Nén Comb11 M 2max -39231.7 -40199.16 -988.61 -9.41 -1976.63 Nén Comb12 M 3min -44059.2 -3815.3 -85434.5 -0.81 -169.159 Nén Comb10 M 3max -41485.7 2159.8 81070.06 -10.61 -2228.43 Nén

Tính toán cốt thép dọc cho vách

 Phần tử 1 chịu nén nên ta đặt thép cấu tạo và kiểm tra lại khả năng chịu nén của phần tử Chọn thộp dọc cho phần tử 1: ỉ16a200 (As = 2010.62(mm 2 ))

 Kiểm tra hàm lượng cốt thép của phần tử: 0.4% 2010.62 0.96% 4%

 Kiểm tra khả năng chịu nén của phần tử:

N = 2228.43(N) ≤ 0.85 × Ab × Rb + Asc× Rsc = 0.85 × 210000 × 22 + 2010.62 × 350 2762.6(kN)

Qua kiểm tra số liệu tính toán được, nhận thấy rằng tất cả phần tử đều chịu nén vì thế sẽ đặt thép theo cấu tạo và kiểm tra lại khả năng chịu nén cho tất cả các phần tử 5.14.2.4 Kết quả tính thép cho vách P1

Bảng 5.19 Kết quả sơ bộ cốt thép vách lõi thang theo Pmin, Mtương ứng

Phần tử Combo P M2 M3 x y σi Ni Kéo

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

Bảng 5.20 Kết quả sơ bộ cốt thép vách lõi thang theo M2min, M3tương ứng, Ptương ứng

Phần tử Combo P M2 M3 x y σi Ni Kéo

Bảng 5.21 Kết quả sơ bộ cốt thép vách lõi thang theo M2max, M3tương ứng, Ptương ứng

Bảng 5.22 Kết quả sơ bộ cốt thép vách lõi thang theo M3min, M2tương ứng, Ptương ứng

Bảng 5.23 Kết quả sơ bộ cốt thép vách lõi thang theo M3max, M2tương ứng, Ptương ứng

TÍNH TOÁN THIẾT KẾ MÓNG

MỞ ĐẦU

Thiết kế bên dưới nhà cao tầng gồm các tính toán liên quan đến nền và móng công trình Việc thiết kế nền móng phải đảm bảo các tiêu chí sau: Áp lực của bất cứ vùng nào trong nền đều không vượt quá khả năng chịu lực của đất Ứng suất trong kết cấu đều không vượt quá khả năng chịu lực trong suốt quá trình tồn tại của kết cấu

Chuyển vị biếng dạng của kết cấu được khống chế không vượt quá giá trị cho phép Ảnh hưởng của việc xây dựng công trình đến các công trình lân cận được khống chế.

ĐIỀU KIỆN ĐỊA CHẤT CÔNG TRÌNH

Tổng hợp số liệu đia chất

Hồ sơ gồm 05 hố khoan, trong phạm vi đồ án, sinh viên sử dụng số liệu địa chất HK1

Mô tả các lớp đất được tiến hành theo TCVN 9362-2012 - Tiêu chuẩn thiết kế nền nhà và công trình Địa chất phân bố như sau:

Bảng 6.1 Phân bố địa chất

Số hiệu Tên lớp đất Mô tả đất

2 Sét pha Blackish blue, very soft organic clay (OH)

3 Cát pha Silty clayey Sand, greyish blue plastic

4 Cát pha Silty clayey Sand, redish brown, greyish yellow, greyish drak, medium dense

5 Cát pha Silty clayed Sand with gravel, greyish blue, very dense

Số hiệu Tên hạt đất Nhóm đất Trạng thái

2 Sét pha Đất dính Nửa cứng

3 Cát pha Đất rời Chặt vừa

4 Cát pha Đất rời Chặt

5 Cát pha Đất rời Chặt

Lớp đất Độ sâu Bề dày

Mô tả đất Giá trị  TN ' I L Lực dính c  e 0

Hệ số rỗng e với từng cấp áp lực 0-50 50-100 100-200 200-400

LỰA CHỌN GIẢI PHÁP NỀN MÓNG

Quy mô công trình lớn, với 1 tầng hầm và 18 tầng nổi

Sinh viên chọn phương án cọc khoan nhồi cho công trình.

SƠ LƯỢC VỀ CỌC KHOAN NHỒI

Cọc khoan nhồi là loại cọc đươc đúc bê tông tại chỗ vào trong lỗ trống được đò hoặc khoang trong đất, tiết diện ngang thường là tròn Cọc khoan nhồi có thể không có cốt thép chịu lực khi các tải trọng công trình chỉ gây ra ứng suất nén trong thân cọc Trong trường hợp cần cốt thép chịu moment do tải trọng ngang hoạc chịu tải nén cùng với bê tông, thực tế hiện nay cốt thép thương không cắt mà kéo dài suốt chiều dài cọc

6.4.2 Ưu điểm và nhược điểm cọc khoan nhồi Ưu điểm

Khi thi công không gây ảnh hưởng chấn động và môi trường xung quanh

Sức chịu tải của cọc rất lớn nếu ta dùng đường kính lớn và độ sâu cọc lớn

Lượng thép trong cọc khoan nhồi ít, chủ yếu để chịu tải trọng ngang

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

Giá trị thường cao hơn so với phương án móng khác

Công nghê thi công cọc đòi hỏi kỹ thuật cao

Biện pháp kiểm tra chất lượng bê tông cọc thường phức tạp nên gây tốn kém trong quá trình thực thi

Bảng 6.5 Thông số vật liệu bê tông theo TCVN 5574 – 2018

Cấp độ bền Kết cấu sử dụng

Bê tông cấp độ bền B30: Tường vây, cọc khoan nhồi

Bảng 6.6 Thông số vật liệu cốt thép theo TCVN 5574 – 2018

STT Loại thép Đặc tính

6.4.4 Xác định độ sâu mặt đáy đài

Thiết kế mặt đài móng trùng mép trên của sàn tầng hầm (cao độ -3.400m).

Chọn chiều cao đài móng dự kiến hđ = 2m

Sơ bộ chọn chiều sâu đặt đáy đài tính từ cao độ 0.000m là -5.400m

6.4.5 Cấu tạo và kích thước cọc

Sinh viên sử dụng khoan nhồi D800, phù hợp với điều kiện đất nền và khả năng thi công cọc khoan nhồi hiện nay

Diện tích tiết diện cọc:

Theo TCXD 205-1998 mục 3.3.6 đối với cọc chịu lực nén và tải trọng ngang hàm lượng cốt thép không nhỏ hơn = 0.5 – 0.8%, đường kính cốt thép không nhỏ hơn 10mm và bố trí đều theo chu vi

Do cọc chủ yếu chịu lực nén nên cốt thép trong cọc được tính theo cấu tạo

Cốt thép dọc chịu lực giả thiết là 0.5%, vậy diện tích cốt thép dọc chịu lực là:

Chọn 1618 để bố trí cho cọc

Cốt đai cọc khoan nhồi thường có đường kính 6 – 10, khoảng cách 200 – 300mm, ta chọn 8a200

Cứ cỏch nhau 2 (m) bổ sung thộp đai ỉ14, đồng thời cỏc cốt đai này được sử dụng để gắn các miếng kê để tạo lớp bêtông bảo vệ cốt thép cho cọc.Chiều dài cọc

Ngoài chiều dài tính toán, phải tính toán đến mũi cọc, đoạn chôn đầu cọc vào trong đài  0.1 0.2    m và đoạn bê tông đầu cọc loại bỏ:

 Lthuc te là chiều dài thực tế của cọc;

 Ltt = 44 m là chiều dài tính toán của cọc;

 Lmui là chiều dài mũi cọc, lấy bằng 0.5 lần đường kính cọc;

 Lbt = (1  2)m là chiều dài đoạn bê tông đầu cọc đập bỏ

6.4.6 Tổng hợp thông số thiết kế

Bảng 6.7 Thông số thiết kế

Thông số Đơn vị Giá trị Đường kính cọc m 0.8

Bề dày đài móng thường m 2

Bề dày đài móng lõi thang máy m 2

Chiều dài thực tế của cọc m 46.500

Thông số Đơn vị Giá trị Đường kính cọc m 0.8

Cao độ đài móng thường m -5.400

Cao độ đài móng lõi thang máy m -7.200

Cao độ mũi cọc móng cột, vách m -50.800

Cao độ mũi cọc móng lõi thang m -52.600

Hình 6.1 Mặt cắt địa chất

XÁC ĐỊNH CÁC SỨC CHỊU TẢI MÓNG CỌC KHOAN NHỒI

6.5.1 Theo cường độ vật liệu

Sức chịu tải của cọc theo vật liệu được xác định như sau:

cb = 0.85 là hệ số điều kiện làm việc (Mục 7.1.9, TCVN 10304 – 2014);

cb ’ = 0.7 là hệ số kể đến phương pháp thi công cọc Trong các nền, việc khoan và đổ bê tông vào lòng hố khoan dưới dung dịch khoan hoặc dưới nước chịu áp lực dư (không dùng ống vách);

Rb = 17 (MPa) là cường độ tính toán về nén của bê tông;

   là diện tích tiết diện ngang cọc;

Rs = 350 (MPa) là cường độ chịu kéo cốt thép CB400 –V;

   là diện tích cốt thép trong cọc;

 là hệ số giảm khả năng chịu lực do ảnh hưởng của uốn dọc

 A là bán kính quán tính;

   là moment quán tính của tiết diện ngang cọc

Theo mục 7.1.8, TCVN 10304 – 2014 có quy định: Đối với mọi loại cọc, khi tính toán theo cường độ vật liệu, cho phép xem cọc như một thanh ngàm cứng trong đất tại tiết diện nằm cách đáy đài một khoảng l1 được xác định theo công thức:

Trong đó: l0 = 0 là chiều dài đoạn cọc kể từ đáy đài cao tới cao độ san nền Vì móng công trình là đài thấp nên l0 = 0;

 là hệ số biến dạng

Hệ số biến dạng  được xác định theo công thức: 5 p c kb

Trong đó: k là hệ số tỷ lệ, tính bằng kN/m 4 , được lấy phụ thuộc vào loại đất bao quanh cọc theo Bảng A.1, TCVN 10304 – 2014:

Eb = 32.5×10 6 (kPa).là module đàn hồi của vật liệu làm cọc, tính bằng kPa;

   là moment quán tính của tiết diện ngang cọc, tính bằng m 4 ; bp – là chiều rộng quy ước của cọc, tính bằng m, đối với cọc có đường kính thân cọc tối thiểu 0.8m lấy bp = d + 1; đối với các trường hợp còn lại: bp = 1.5d + 0.5 (m);

c = 3 là hệ số điều kiện làm việc lấy theo A.2

6.5.2 Tính toán sức chịu tải theo chỉ tiêu cơ lý của đất nền

Mục 6.3, TCVN 10304 – 2014 có quy định: Cọc treo bao gồm tất cả các loại cọc tựa trên nền bị nén và truyền tải trọng xuống đất nền qua thân và mũi cọc Công trình có mũi cọc tại lớp đất 3 – Cát pha, vậy cọc thuộc loại cọc treo (cọc ma sát)

Mục 7.2.3 Sức chịu tải của cọc treo đóng hoặc ép nhồi, cọc khoan nhồi và cọc ống nhồi bê tông, có quy định: Sức chịu tải trọng nén Rc,u tính bằng kN, của cọc đóng hoặc ép nhồi và cọc khoan nhồi mở hoặc không mở rộng mũi và cọc ống moi đất và nhồi bê tông vào bên trong, được xác định theo công thức:

Theo tiêu chuẩn xây dựng, hệ số điều kiện làm việc của cọc trong nền đất được ấn định như sau:- Đối với nền đất dính có độ bão hòa ≤0,9 và nền đất hoàng thổ, thì hệ số điều kiện làm việc γc bằng 0,8.- Đối với các trường hợp nền đất khác, hệ số γc bằng 1.

cf = 0.6 là hệ số điều kiện làm việc của đất trên thân cọc (dưới nước hay trong vữa sét) (xem Bảng 5 – TCVN 10304 – 2014);

cq = 0.9 là hệ số điều kiện làm việc của đất dưới mũi cọc, có kể đến trường hợp đổ bê tông dưới nước; qb là cường độ sức kháng của đất dưới mũi cọc ;

A D   m là diện tích tiết diện ngang của cọc lấy bằng diện tích tiết diện ngang của cọc (trường hợp không mở rộng mũi); u = d = 0.8 = 2.513  (m) là chu vi tiết diện ngang thân cọc; fi là cường độ sức kháng trung bình của lớp đất thứ “i” trên thân cọc (xem Bảng 3 – TCVN 10304 – 2014); li là chiều dài đoạn cọc nằm trong lớp đất thứ “i”

Xác định q b Đối với đất hòn vụn thô lẫn cát và đất cát ở nền cọc đóng hoặc ép nhồi và cọc khoan nhồi có hoặc không mở rộng mũi, cọc ống khi hạ moi hết lõi đất bên trong, qb được tính theo công thức: q b  0.75    4  1 I ' d     2 3 I h 

1, 2, 3, và 4 là các hệ số không thứ nguyên phụ thuộc vào trị số góc ma sát trong tính toán I của nền đất xem (Bảng 6 – TCVN 10304 – 2014), nhân với hệ số chiết giảm 0.9;

’I = 11 (kN/m 3 ) là dung trọng tính toán của nền đất dưới mũi cọc (có xét đến tác dụng đẩy nổi trong đất bão hoà nước);

I = 10.88 (kN/m 3 ) là dung trọng tính toán trung bình (tính theo các lớp) của đất nằm trên mũi cọc (có xét đến tác động đẩy nổi trong đất bão hoà nước); d = 0.8 (m) là đường kính cọc đóng hoặc ép nhồi, cọc khoan nhồi và cọc ống, đường kính phần mở rộng (cho cọc có mở rộng mũi) hay đường kính hố khoan dùng cho cọc – trụ, liên kết với đất bằng vữa xi măng – cát; h = 50.8 (m) là chiều sâu hạ cọc, kể từ mặt đất tự nhiên hoặc mặt đất thiết kế (khi có thiết kế đào đất) tới mũi cọc hoặc tới đáy phần mở rộng mũi, đối với trụ cầu h được kể từ cao độ đáy hố sau xói có kể đến mực nước lũ tính toán

Mục 7.2.3 Sức chịu tải của cọc treo đóng hoặc ép nhồi, cọc khoan nhồi và cọc ống nhồi bê tông, có quy định: Sức chịu tải trọng kéo Rt,u tính bằng kN, của cọc đóng hoặc ép nhồi, cọc khoan nhồi và cọc ống được xác định theo công thức:

+ c = 1 là hệ số điều kiện làm việc của cọc trong nền;

+ cf = 0.6 là hệ số điều kiện làm việc của đất trên thân cọc (dưới nước hay trong vữa sét) (xem Bảng 5 – TCVN 10304 – 2014);

+ u = d = 0.8 = 2.513  (m) chu vi tiết diện ngang thân cọc;

+ fi là cường độ sức kháng trung bình của lớp đất thứ “i” trên thân cọc (xem Bảng 3 – TCVN 10304 – 2014);

+ li là chiều dài đoạn cọc nằm trong lớp đất thứ “i”

Bảng 6.8 Sức chịu tải do ma sát bên

STT Lớp đất Độ sâu tính toán l i

Sức chịu tải của cọc theo chỉ tiêu cơ lý đất nền:

6.5.3 Tính toán sức chịu tải theo chỉ tiêu cường độ của đất nền

Phụ lục G, TCVN 10304 – 2014, xác định sức chịu tải của cọc theo các chỉ tiêu cường độ của đất nền như sau:

Trong đó: qp là cường độ sức kháng của đất dưới mũi cọc;

A D   m là diện tích tiết diện ngang của cọc lấy bằng diện tích tiết diện ngang của cọc (trường hợp không mở rộng mũi);

Chu vi tiết diện ngang thân cọc là u, cường độ sức kháng trung bình của lớp đất thứ "i" trên thân cọc là fi và chiều dài đoạn cọc nằm trong lớp đất thứ "i" là li.

Xác định cường độ sức kháng trung bình f i Đối với đất dính: f = i  × c u,i

Trong đó: cu,i là cường độ sức kháng không thoát nước của lớp đất thứ i, c u,i = 6.25 N c,i ;

 là hệ số phụ thuộc vào đặc điểm lớp đất nằm trên lớp dính, loại cọc và phương pháp hạ cọc, cố kết của đất trong quá trình thi công và phương pháp xác định cu Khi không đầy đủ những thông tin này có thể tra  trên biểu đồ Hình G.1 (theo Phụ lục A của tiêu chuẩn AS 2159 – 1978)

Hình 6.2 Biểu đồ xác định hệ số  Đối với đất rời:

Trong đó: ki là hệ số áp lực ngang của đất lên cọc, phụ thuộc vào loại cọc: cọc chuyển vị

(đóng, ép) hay cọc thay thế (khoan nhồi hoặc Barrette), tra Bảng G.1, TCVN 10304

 v, z là ứng suất pháp hiệu quả theo phương đứng trung bình trong lớp đất thứ i;

i là góc ma sát giữa đất và cọc, thông thường đối với cọc bê tông i lấy bằng góc ma sát trong của đất i

Nq ’ = 60 là các hệ số sức chịu tải của đất dưới mũi cọc (xem Bảng G.1 – TCVN

v, ZL ’ = 528.29 (kN/m 2 ) là áp lực hiệu quả lớp phủ tại cao trình mũi cọc (có trị số bằng ứng suất pháp hiệu quả theo phương đứng do đất gây ra tại cao trình mũi cọc) Việc tính sức kháng trên thân cọc trên đoạn cọc có độ sâu lớn hoặc bằng ZL, cường độ sức kháng trên thân cọc được giới hạn bởi giá trị:  ' v,Zi =  ' v,ZL

THIẾT KẾ MÓNG M1

Bảng 6.15 Nội lực móng M1 combo9

Tổ hợp nội lực Nội lực móng

Tải trọng tiêu chuẩn ở chân vách

My tc 301.20 kNm Tải trọng tính toán ở chân vách

6.6.2 Chọn và bố trí cọc

Trong đó: k = (1.3 – 1.4) là hệ số xét đến ảnh hưởng của moment

6.6.3 Kiểm tra phản lực đầu cọc

Kiểm tra phản lực đầu cọc

Phương pháp kiểm tra bằng mô hình Safe

Hình 6.6 Phản lực đầu cọc móng M1

Vậy cọc thỏa điều kiện không bị phá hủy

6.6.4 Kiểm tra hiệu ứng nhóm cọc

Hệ số nhóm cọc  được tính theo công thức Converse – Labarre:

 n1 = 2 là số hàng cọc trong nhóm;

 n 2 = 2 là số cọc trong một hàng;

 d = 800 (mm) là đường kính cọc;

 s = 2.4 (m) là khoảng cách 2 cọc tính từ tim cọc

Thỏa điều kiện cọc làm việc theo nhóm

6.6.5 Kiểm tra ổn định nền đất dưới đáy khối móng quy ước

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

Hình 6.7 Cách xác định khối móng quy ước Kích thước khối móng quy ước:

Trọng lượng khối móng quy ước: qu coc dai dat

 P coc+dai là trọng lượng cọc và đài móng;

 Pdat - khối lượng đất trong khối móng quy ước

Xác định trọng lượng cọc và đài:

  4 45.4 0.503 4 4 2 25 3883.62  coc dai coc dai BT

P   V V          kN ; (Trong đó  BT 25(kN m/ 3 ) là trọng lượng riêng của bê tông)

Xác định trọng lượng các lớp đất khối móng quy ước :

Trong đó: hi tính từ mặt trên đài móng đến đáy khối móng quy ước (mũi cọc)

Xác định trọng lượng đất mà cọc và đài chiếm chỗ:

974 ; coc chiem dat c coc i i coc chiem dat

96134.02 dai chiem coc chiem qu coc dai dat dat dat

 Áp lực tiêu chuẩn tại đáy khối móng quy ước:

1 543.58 ; tc qu y tc x qu qu qu qu

542.12 ; tc tc qu tb qu qu

 Khả năng chịu tải của nền dưới đáy khối móng quy ước:

II tc m II II II II

Theo TCVN 4.6.10, hệ số điều kiện làm việc của nền đất là m1 = 1.2 và hệ số điều kiện làm việc của nhà hoặc công trình tương tác với nền là m2 = 1.1 Những hệ số này đóng vai trò quan trọng trong việc xác định tương tác giữa nền đất và nhà hoặc công trình xây dựng trên đó, giúp đảm bảo sự ổn định và an toàn của công trình.

9362 – 2012; k tc = 1 là hệ số tin cậy;

A = 0.9, B = 4.61, D = 7.12 là các hệ số không thứ nguyên lấy theo Bảng 14, TCVN

9362 – 2012, phụ thuộc vào trị tính toán của góc ma sát trong II;

II = 20.347 (kN/m 3 ) là dung trọng tự nhiên của đất phía dưới đáy khối móng quy ước;

 là dung trọng đẩy nổi của đất trên đáy khối móng quy ước; c II = 12.2 là lực dính của đất nằm trực tiếp dưới đáy khối móng quy ước; h0 là chiều sâu đến nền tầng hầm; h = 50.8 (m) là chiều sâu đặt móng so với cốt quy định bị bạt đi hoặc đắp thêm;

Trong đó: htd là chiều sâu đặt móng tính đổi kể từ nền tầng hầm:

– h1 = 47.4 (m) là chiều dày lớp đất phía trên đáy móng;

– h2 = 0.3 (m) là chiều dày của kết cấu sàn tầng hầm;

– kc = 25 (kN/m 3 ) là trị tính toán trung bình của trọng lượng thể tích của kết cấu sàn tầng hầm

Thỏa điều kiện: max min

II tc tc tb II

 Vậy nền đất dưới đáy khối móng quy ước thỏa điều kiện về ổn định

6.6.6 Kiểm tra lún khối móng quy ước

Chia lớp đất dưới đáy khối móng quy ước thành nhiều lớp có chiều dày hi = 1 (m)

Tính ứng suất gây lún cho đến khi nào thỏa điều kiện  i bt > 5  gl i (vị trí ngừng tính lún)

Trong đó: k0i là hệ số xác định theo Bảng C.1, TCVN 9362 – 2012, phụ thuộc vào tỉ số qu qu

Mục C.1.6, TCVN 9362 – 2012 có quy định: Độ lún nền móng theo phương pháp cộng lớp xác định: n gl i i=0 i

 = 0.8 là hệ số không thứ nguyên; hi là chiều dày lớp đất thứ i;

Ei là module biến dạng của lớp đất thứ i

Vậy S = 1.7 cm < S = 10     (cm), thỏa điều kiện lún

6.6.7 Kiểm tra chống xuyên thủng Điều kiện chống xuyên thủng:

Dừng tính lún vì đã thỏa E6(.187MPa > 5MPa:  gl ≤0.2` bt

 F xt là lực xuyên thủng, bằng tổng phản lực các cọc nằm ngoài tháp chống xuyên;

 Fcx là lực chống xuyên;

 Mx và My là các moment uốn tập trung theo các trục x và y;

 Mbx,u và Mby,u là các moment tập trung giới hạn

Hình 6.8 Vùng chống xuyên thủng móng M1

Hình 6.9 Minh họa đường bao diện tích tiết diện ngang tính toán xác định Fcx

- R bt = 1.15 (MPa) là cường độ chịu kéo của bê tông;

- h0 = hđài – a = 2 – 0.05 = 1.95 (m) là chiều cao tính toán của móng;

- um là giá trị trung bình của chu vi đáy trên và đáy dưới tháp nén thủng hình thành khi bị nén thủng, trong phạm vi chiều cao làm việc của tiết diện:

; bt by bt bx bx u by u

Ibx và Iby là là moment quán tính của đường bao tính toán đối với trục đi qua trọng tâm của đường bao tính toán; x max và y max là là khoảng cách lớn nhất tính từ đường bao tính toán đến trọng tâm của nó

Fxt là lực xuyên thủng tính theo tt xt i,xt

N tt là lực dọc tính toán tại chân cột, N tt = 9727.39(kN) i( xt )

P là tổng phản lực đầu cọc nằm trong tháp chọc thủng thiên về an toàn không xét đến momen, lực ngang, trọng lượng bản thân đài và đất nền và được tính toán vói hệ số vượt tải n =0.9,  P i( xt )  9727.39 0.9 / 1.15   7612.74(kN)

Vậy F xt < F cx , thỏa điều kiện chống xuyên thủng hạn chế

Vậy thỏa điều kiện chống xuyên thủng

6.6.8 Tính toán cốt thép đài móng

Giả thiết agt = 50 (mm), h0 = h – a = 2000 – 50 = 1950 (mm). Áp dụng công thức tính toán:

Hàm lượng cốt thép hợp lý: min max

Hình 6.10 Moment đài móng M1 theo phương X, Y Bảng 6.17 Bảng tính thép đài móng M1

My tc -13.54 kNm Tải trọng tính toán ở chân vách

 n1 = 2 là số hàng cọc trong nhóm;

 n2 = 2 là số cọc trong một hàng;

 Pcoc+dai là trọng lượng cọc và đài móng;

  4 45.4 0.503 4 4 2 25 3883.62  coc dai coc dai BT

II tc m II II II II

Trong đó: m1 = 1.2, m2 = 1.1 lần lượt là hệ số điều kiện làm việc của nền đất và hệ số điều kiện làm việc của nhà hoặc công trình có tác dụng qua lại với nền, lấy theo 4.6.10 TCVN

II tc tc tb II

Tính ứng suất gây lún cho đến khi nào thỏa điều kiện  i bt > 5  gl i (vị trí ngừng tính lún) bt bt i = i-1 + i h i

Vậy S = 1.7 cm < S = 10    (cm), thỏa điều kiện lún

- Rbt = 1.15 (MPa) là cường độ chịu kéo của bê tông;

144 mà hc = 2 (m), bc = 0.3 (m) lần lượt là chiều cao và bề rộng vách; c = 1 (m) - là hình chiếu mặt bên vách xuyên thủng theo phương ngang trường hợp chọc thủng góc hạn chế

Ibx và Iby là là moment quán tính của đường bao tính toán đối với trục đi qua trọng tâm của đường bao tính toán; x max và y max là là khoảng cách lớn nhất tính từ đường bao tính toán đến trọng tâm của nó

N tt là lực dọc tính toán tại chân vách, N tt = 12660.01(kN) i( xt )

Hình 6.16 Moment đài móng M2 theo phương X, Y

Bảng 6.20 Bảng tính thép đài móng M1

Tải trọng tính toán ở chân vách

 n1 = 2 là số hàng cọc trong đài;

 n2 = 1 là số cột trong một đài;

  4 45.4 0.503 4 4 2 25 3883.62  coc dai coc dai BT

II tc m II II II II

II tc tc tb II

Tính ứng suất gây lún cho đến khi nào thỏa điều kiện  i bt > 5  gl i (vị trí ngừng tính lún) bt bt i = i-1 + i h i

Vậy S = 1.7 cm < S = 10    (cm), thỏa điều kiện lún

2 2 m c c u  h  b c mà hc = 0.6 (m), bc = 0.6 (m) lần lượt là chiều cao và bề rộng vách;

153 c = 1 (m) - là hình chiếu mặt bên vách xuyên thủng theo phương ngang trường hợp chọc thủng góc hạn chế

I bx và I by là là moment quán tính của đường bao tính toán đối với trục đi qua trọng tâm của đường bao tính toán; xmax và ymax là là khoảng cách lớn nhất tính từ đường bao tính toán đến trọng tâm của nó

Tải trọng tính toán ở chân vách

 n 1 = 6 là số hàng cọc trong đài;

 n 2 = 6 là số cột trong một đài;

  36 45.4 0.503 13.6 13.6 2 25 29800.58  coc dai coc dai BT

(Trong đó  BT 25(kN m/ 3 ) là trọng lượng riêng của bê tông)

36 0.503 5.425 0.6 12 10.99 10 10.82 22.8 11 8947.767 ; coc chiem dat c coc i i coc chiem dat

1 700 ; tc qu y tc x qu qu qu qu

II tc m II II II II

Trọng lượng đẩy nổi của đất trên đáy khối móng quy ước là , lực dính của đất nằm trực tiếp dưới đáy khối móng quy ước là c II = 12.2, chiều sâu đến nền tầng hầm là h0, chiều sâu đặt móng so với cốt quy định bị bạt đi hoặc đắp thêm là h = 52.6 (m).

II tc tc tb II

Vậy nền đất dưới đáy khối móng quy ước thỏa điều kiện về ổn định

Chia lớp đất dưới đáy khối móng quy ước thành nhiều lớp có chiều dày hi = 1 (m) Tính ứng suất gây lún cho đến khi nào thỏa điều kiện  i bt > 5  gl i (vị trí ngừng tính lún) bt bt i = i-1 + i h i

Vậy S = 0.8 cm < S = 10     (cm), thỏa điều kiện lún

Dừng tính lún vì đã thỏa E6094MPa > 5MPa:  gl ≤0.2` bt Tổng

Fxt là lực xuyên thủng, bằng tổng phản lực các cọc nằm ngoài tháp chống xuyên;

Fcx là lực chống xuyên;

M x và M y là các moment uốn tập trung theo các trục x và y;

M bx,u và M by,u là các moment tập trung giới hạn

Ibx và Iby là là moment quán tính của đường bao tính toán đối với trục đi qua trọng tâm của đường bao tính toán; xmax và ymax là là khoảng cách lớn nhất tính từ đường bao tính toán đến trọng tâm của nó

Hàm lượng cốt thép hợp lý:

Tiêu đề	Chung Cư DH
Tác giả	Nguyễn Đức Hiếu
Người hướng dẫn	PGS.TS. Hà Duy Khánh
Trường học	Trường Đại Học Sư Phạm Kỹ Thuật Thành Phố Hồ Chí Minh
Chuyên ngành	Công nghệ Kỹ thuật
Thể loại	Đồ án tốt nghiệp
Năm xuất bản	2024
Thành phố	Tp. Hồ Chí Minh

Định dạng
Số trang	182
Dung lượng	12,41 MB

chung cư dh

KHÁI QUÁT KIẾN TRÚC CÔNG TRÌNH

GIỚI THIỆU CÔNG TRÌNH

HỆ THỐNG GIAO THÔNG

CÁC GIẢI PHÁP KĨ THUẬT

TỔNG QUAN VỀ KẾT CẤU CÔNG TRÌNH

TIÊU CHUẨN ÁP DỤNG

CƠ SỞ LỰA CHỌN GIẢI PHÁP KẾT CẤU

LỰA CHỌN VẬT LIỆU

SƠ BỘ KÍCH THƯỚC TIẾT DIỆN

TẢI TRỌNG VÀ TÁC ĐỘNG

KIỂM TRA ỔN ĐỊNH TỔNG THỂ VÀ CHUYỂN VỊ

THIẾT KẾ KẾT CẤU KHUNG

MỞ ĐẦU

SỐ LIỆU TÍNH TOÁN

SƠ ĐỒ TÍNH TOÁN

TÍNH TOÁN CỐT THÉP CỘT KHUNG TRỤC

THIẾT KẾ VÁCH ĐƠN

TÍNH TOÁN VÀ THIẾT KẾ CỐT THÉP DỌC CHO VÁCH LÕI

TÍNH TOÁN THIẾT KẾ MÓNG

MỞ ĐẦU

ĐIỀU KIỆN ĐỊA CHẤT CÔNG TRÌNH

LỰA CHỌN GIẢI PHÁP NỀN MÓNG

SƠ LƯỢC VỀ CỌC KHOAN NHỒI

XÁC ĐỊNH CÁC SỨC CHỊU TẢI MÓNG CỌC KHOAN NHỒI

THIẾT KẾ MÓNG M1

THIẾT KẾ MÓNG M2

THIẾT KẾ MÓNG M3

THIẾT KẾ MÓNG M4