(Đồ án hcmute) chung cư hoàng lan

TỔNG QUAN 1.1 GIỚI THIỆU CÔNG TRÌNH 1.1.1 Giới thiệu công trình Tên công trình: HOÀNG LAN APARTMENT Mục đích xây dựng công trình: Trong một vài năm trở lại đây, thành phố Hồ Chí Mi

TỔNG QUAN

GIỚI THIỆU CÔNG TRÌNH

Tên công trình: HOÀNG LAN APARTMENT

Mục đích xây dựng công trình:

Trong những năm gần đây, Thành phố Hồ Chí Minh chứng kiến sự phát triển vượt bậc về kinh tế và xã hội, thay đổi tích cực diện mạo đô thị và nâng cao thu nhập người dân Sự mở rộng thu hút đầu tư trong nước và quốc tế cũng như tăng trưởng dân cư đã tạo ra nhu cầu lớn về các căn hộ cao cấp, đa dạng hóa các loại hình chung cư cao tầng Các dự án như chung cư cao tầng không chỉ đáp ứng nhu cầu về cơ sở hạ tầng mà còn góp phần tạo nên bộ mặt mới cho thành phố, thúc đẩy ngành xây dựng áp dụng công nghệ tiên tiến trong thi công và xử lý công trình Chính vì vậy, dự án chung cư Hoàng Lan ra đời nhằm đáp ứng những nhu cầu đó, góp phần vào sự phát triển bền vững của đô thị và nâng cao chất lượng cuộc sống người dân.

Quy mô và vị trí công trình

 Công trình gồm 15 tầng chức năng, 1 tầng hầm, 1 tầng mái

 Chiều cao công trình: 54.5 m tính từ mặt đất tự nhiên

 Diện tích sàn tầng điển hình: 46.6 m x 55.8 m

Cao ốc căn hộ Ngọc Lan nằm trong quần thể các khu dân cư phường Phú Thuận, Quận 7, là khu vực có tốc độ đô thị hóa và phát triển nhanh, bền vững nhất của TP.HCM Dự án liền kề với khu đô thị Phú Mỹ Hưng, khu dân cư Phú Mỹ, khu biệt thự Tấn Trường và khu đô thị thương mại dịch vụ Nam Long, tạo nên một quần thể khu dân cư sầm uất và phát triển mạnh mẽ.

1.1.2 Đặc điểm kiến trúc công trình

 Tầng hầm: là khu vực đậu, đỗ xe

 Tầng trệt – tầng 1: là trung tâm thương mại

 Tầng 02 - tầng 14: là căn hộ cho thuê, mỗi tầng có 12 căn hộ loại 1, 12 căn hộ loại

 Tầng mái: có hệ thống thoát nước mưa cho công trình và hệ thống thu lôi chống sét

1.1.2.1 Tiện ích của tòa nhà

 Thang máy: 2 khối thang máy ( mỗi khối 2 thang máy)

 Hệ thống báo cháy và chữa cháy tự động;

 Máy phát điện dự phòng;

 Hệ thống internet, điện thoại, truyền hình cáp,

1.1.2.2 Một số bản vẽ công trình

Hình 1.1 - Mặt bằng kiến trúc tầng điển hình

Hình 1.2 - Mặt bằng kết cấu tầng điển hình

Hình 1.3 - Mặt đứng công trình

45 00 0 30 00 500 mặt đường taàng 12 taàng 11 taàng 10 taàng 9 taàng 8 taàng 7 taàng 6 taàng 5 taàng 4 taàng 3 taàng 2 tầng hầm kỹ thuật

Hình 1.4 - Mặt cắt đứng công trình

GIẢI PHÁP THIẾT KẾ

Dựa trên hồ sơ khảo sát địa chất và hồ sơ thiết kế kiến trúc, cũng như tải trọng tác động lên công trình, phương án thiết kế kết cấu phù hợp đã được lựa chọn nhằm đảm bảo tính an toàn và tối ưu cho công trình.

Hệ khung bê tông cốt thép đổ toàn khối

Phương án thiết kế móng: móng cọc khoan nhồi.

VẬT LIỆU SỬ DỤNG

 Cường độ tối thiểu của bê tông [Trích - Bảng 13, bảng 17, TCVN 5574-2012]

Loại Cấp độ bền B~ Mác R b

 Cốt thép sử dụng [Trích - Bảng 21, bảng 28, TCVN 5574-2012]

Thộp gõn cường độ cao, ỉ > 10 AIII 365 365 200000

LỚP BÊ TÔNG BẢO VỆ

 Kết cấu tiếp xúc với đất (nước)

Cấu kiện Lớp bê tông bảo vệ (mm)

 Kết cấu không tiếp xúc với đất

Cấu kiện Lớp bê tông bảo vệ (mm)

TIÊU CHUẨN VÀ PHẦN MỀM ỨNG DỤNG TRONG TÍNH TOÁN

1 TCVN 2737-1995: Tiêu chuẩn thiết kế tải trọng và tác động

2 TCVN 5574-2012: Kết cấu bê tông và bê tông cốt thép

3 TCVN 198-1997: Nhà cao tầng – Thiết kế kết cấu bêtông cốt thép toàn khối

4 TCVN 229:1999 Chỉ dẫn tính toán thành phần động của tải trọng gió theo TCVN 2737:1995 - NXB Xây Dựng - Hà Nội 1999

5 TCVN 9386-2012: Thiết kế công trình chịu động đất

6 TCXDVN 205 – 1998 – Móng cọc – Tiêu chuẩn thiết kế

7 TCXDVN 195 – 1997 – Nhà cao tầng – Thiết kế cọc khoan nhồi

8 TCVN 10304 - 2014: Móng cọc – Tiêu chuẩn thiết kế

9 TCVN 9395 - 2012: Cọc khoan nhồi - Thi công và nghiệm thu- NXB Xây dựng - Hà nội 2012

10 TCVN 9396:2012, Cọc khoan nhồi - Phương pháp xung siêu âm xác định tính đồng nhất của bê tông

1 Tiêu chuẩn Anh BS 8110-1997 (Dùng thiết kế Sàn, Khung trong phần mềm Etabs)

 Phần mềm thiết kế của Nước ngoài

TẢI TRỌNG TÁC ĐỘNG

TĨNH TẢI

2.1.1 Tĩnh tải do trọng lượng bản thân sàn

Tĩnh tải tác dụng lên sàn bao gồm trọng lượng của bản thân bê tông cốt thép, trọng lượng các lớp hoàn thiện như sơn, lát, trần, cùng với trọng lượng của các đường ống, thiết bị và tường xây dựng trên sàn.

Bảng 2.1 - Tải trọng khu vực phòng khách phòng ăn

Loại tải Cấu tạo Tải tiêu chuẩn

(kN/m 2 ) Hệ số vượt tải

Tĩnh tải tác dụng lên sàn 6.026

Bảng 2.2 - Tải trọng khu vực phòng ngủ

Bảng 2.3 - Tải trọng khu vực ban công

Bảng 2.4 - Tải trọng khu vực cầu thang

Bảng 2.5 - Tải trọng khu vực vệ sinh

(Kn/m2) Hệ số vượt tải

Bảng 2.6 - Tải trọng khu vực vệ sinh

Tải tường tiêu chuẩn (kN/m)

HOẠT TẢI

Hoạt tải được xác định dựa trên công năng sử dụng của từng ô sàn nhằm đảm bảo tính an toàn and phù hợp với mục đích sử dụng Hệ số độ tin cậy n được áp dụng cho các tải trọng phân bố đều theo quy định tại mục 4.3.3 của TCVN 2737:1995, giúp xác định chính xác khả năng chịu lực của công trình Kết quả tính toán hoạt tải và hệ số tin cậy được trình bày rõ trong bảng, cung cấp dữ liệu minh bạch để đánh giá mức độ an toàn của kết cấu sàn.

Bảng 2.7 - Hoạt tải phân bố trên sàn

Hoạt tải tiêu chuẩn (kN/m 2 )

Hoạt tải tính toán (kN/m 2 )

4 Phòng ăn, bếp, phòng khách 1.5 1.95

Bảng 2.8 - Tổng hợp tải trọng tác dụng lên sàn

Khu vực Tĩnh tải kN/m 2 Hoạt tải kN/m 2

Tiêu chuẩn Tính toán Tiêu chuẩn Tính toán

Sảnh, hành lang, cầu thang 1.33 1.626 3.0 3.60

Phòng ăn, bếp, phòng khách 1.33 1.626 1.5 1.95

Tĩnh tải các khu vực chỉ bao gồm các lớp hoàn thiện, không bao gồm trọng lượng bê tông cốt thép.

TẢI TRỌNG GIÓ

Theo TCVN 2737:1995 và TCXD 229:1999: gió nguy hiểm nhất là gió vuông góc với mặt đón gió

Tải trọng gió bao gồm 2 thành phần:

 Thành phần tĩnh của gió

 Thành phần động của gió

 Tải trọng gió tĩnh được tính toán như sau:

 Wo = 0.83 kN/m 2 Công trình đang xây dựng ở Tp Hồ Chí Minh thuộc khu vực II-A, và ảnh hưởng của gió bão được đánh giá là yếu

 kz: là hệ số tính đến sự thay đổi của áp lực gió theo độ cao, lấy theo bảng 5, TCVN 2737:1995

 c: là hệ số khí động, đối với mặt đón gió c = + 0.8, mặt hút gió c = - 0.6 Hệ số tổng cho mặt đón gió và hút gió là: c = 0.8 + 0.6 = 1.4

 Hệ số độ tin cậy của tải trọng gió là  = 1.2

Tải trọng gió tĩnh được quy đổi thành lực tập trung tại các cao độ sàn của công trình, trong đó lực này được định vị tại tâm cứng của từng tầng để đảm bảo tính chính xác trong thiết kế Lực gió tập trung này được xác định theo hai phương chính là phương X (Wtcx) và phương Y (Wtcy), dựa trên tiêu chuẩn gió quy định Lực gió tính toán bằng cách nhân áp lực gió với diện tích đón gió, giúp đánh giá chính xác tác động của gió đến kết cấu của công trình.

Bảng 2.9 – Kết quả tính toán gió tĩnh theo phương X, phương Y

 Thiết lập sơ đồ tính toán động lực học:

 Sơ đồ tính toán là hệ thanh công xôn có hữu hạn điểm tập trung khối lượng

 Chia công trình thành n phần sao cho mỗi phần có độ cứng và áp lực gió lên bề mặt công trình có thể coi như không đổi

 Vị trí của các điểm tập trung khối lượng đặt tương ứng với cao trình sàn

Giá trị khối lượng tập trung được tính bằng tổng trọng lượng của bản thân kết cấu và các tải trọng của các lớp cấu tạo sàn hoạt tải Theo tiêu chuẩn TCVN 2737:1995 và TCXD 229:1999, việc sử dụng hệ số chiết giảm đối với hoạt tải là cho phép thông qua việc tra bảng 1 của TCXD 229:1999, trong đó hệ số chiết giảm được lấy là 0.5 Điều này giúp đảm bảo tính chính xác và an toàn trong thiết kế kết cấu xây dựng.

Hình 2.1 - Sơ đồ tính toán động lực tải gió tác dụng lên công trình

Việc tính toán tần số dao động riêng của công trình nhiều tầng là một quá trình phức tạp, đòi hỏi sự hỗ trợ của các phần mềm máy tính Trong đồ án này, phần mềm ETABS được sử dụng để phân tích và xác định chính xác các tần số dao động riêng của công trình, giúp đảm bảo tính chính xác và hiệu quả trong quá trình thiết kế và kiểm tra cấu trúc.

TANG MAI 3.5 3072.56 55.8 46.60 52.5 1.48 0.983 0.737 264.465 316.677 TANG 15 3.5 3182.96 55.8 46.60 49.0 1.47 0.973 0.730 333.407 399.230 TANG 14 3.5 3182.96 55.8 46.60 45.5 1.45 0.964 0.723 330.223 395.418 TANG 13 3.5 3182.96 55.8 46.60 42.0 1.44 0.955 0.716 327.040 391.605 TANG 12 3.5 3182.96 55.8 46.60 38.5 1.42 0.944 0.708 323.173 386.976 TANG 11 3.5 3195.59 55.8 46.60 35.0 1.40 0.930 0.697 318.397 381.257 TANG 10 3.5 3211.49 55.8 46.60 31.5 1.38 0.916 0.687 313.621 375.538 TANG 9 3.5 3211.49 55.8 46.60 28.0 1.35 0.899 0.674 307.936 368.730 TANG 8 3.5 3211.49 55.8 46.60 24.5 1.33 0.880 0.660 301.568 361.105 TANG 7 3.5 3227.66 55.8 46.60 21.0 1.30 0.862 0.646 295.200 353.480 TANG 6 3.5 3247.09 55.8 46.60 17.5 1.27 0.840 0.630 287.695 344.493 TANG 5 3.5 3247.09 55.8 46.60 14.0 1.23 0.815 0.612 279.280 334.417 TANG 4 3.5 3247.09 55.8 46.60 10.5 1.19 0.788 0.591 269.728 322.979 TANG 3 3.5 3266.8 55.8 46.60 7.0 1.11 0.740 0.555 253.353 303.372 TANG 2 3.5 3289.76 55.8 46.60 3.5 1.02 0.676 0.507 231.407 277.092

Giá trị tính toán thành phần gió

Kích Thước Nhà Cao độ

Hình 2.2 - Mô hình 3D của công trình trong ETABS

 Thiết lập sơ đồ tính toán động lực học

Hình 2.3 - Sơ đồ tính toán gió động lên công trình

Trong TCXD 229:1999, quy định chỉ cần tính toán thành phần động của tải trọng gió ở dạng dao động đầu tiên, với tần số dao động riêng cơ bản thứ s thỏa mãn bất đẳng thức: s L s 1 f < f < f + Điều này giúp đảm bảo tính chính xác trong thiết kế kết cấu chịu tác động của gió, tối ưu hóa khả năng chịu lực của công trình.

Trong kết cấu sử dụng bê tông cốt thép, giá trị fL được tra theo bảng 2 TCXDVN 229:1999, với hệ số δ = 0.3, ta tính được fL = 1.3 Hz Cột và vách được cố định chắc chắn với móng để đảm bảo độ bền và an toàn của công trình.

Trong quá trình phân tích gió động của công trình, các phương X và Y được sử dụng để xác định chuyển vị lớn hơn Quá trình tính toán thành phần động của gió bao gồm các bước chính như sau: đầu tiên, xác định phương có chuyển vị lớn hơn để tập trung phân tích; sau đó, tính toán các phản ứng động và các thành phần của gió theo các phương này để đảm bảo độ chính xác trong thiết kế công trình Các bước này giúp đánh giá đúng tác động của gió động, đóng vai trò quan trọng trong đảm bảo an toàn và độ bền của công trình xây dựng.

Bước 1: Xác định tần số dao động riêng của công trình

Sử dụng phần mềm Etabs khảo sát với 12 mode dao động của công trình (Trình bày ở phục lục)

Bảng 2.10 – Kết quả 12 mode dao động

Mode Period UX UY UZ Phương Tần số Ghi

Bước 2: Công trình này được tính với 3 mode dao động Tính toán thành phần động của tải trọng theo Điều 4.3 đến Điều 4.9 TCXD 229–1999

Tính giá trị tiêu chuẩn thành phần động của tải trọng gió chỉ dựa trên ảnh hưởng của xung vận tốc gió, nhằm xác định lực tác động của gió lên công trình Công thức tính này giúp đo lường chính xác lực gió theo các tiêu chuẩn kỹ thuật, đảm bảo độ an toàn và ổn định của cấu trúc Việc tính toán thành phần động của tải trọng gió là bước quan trọng trong thiết kế xây dựng, giúp dự đoán các tác động của gió để có các biện pháp phòng chống phù hợp Công thức được xác định dựa trên các yếu tố như xung vận tốc gió, thứ nguyên lực, từ đó đảm bảo tính chính xác trong quá trình tính toán tải trọng gió theo tiêu chuẩn kỹ thuật.

Giá trị  1 được xác định theo bảng 4 của TCXD 229:1999, dựa trên hai tham số  và  Để tính các tham số này, ta tham khảo bảng 5 của TCXD 229:1999, trong đó mặt ZOX là mặt đón gió, còn D và H được xác định theo hình minh họa kèm theo Các bước này giúp đảm bảo cài đặt đúng thông số kỹ thuật để tính toán hiệu quả của hệ thống.

Hình 2.4 - Hệ tọa độ khi xác định hệ số không gian v

Xác định các hệ số: n ji Fj j 1 i n

Với y ji : Chuyển vị ngang tương đối của trọng tâm phần công trình thứ j ứng với dạng dao động i, không thứ nguyên Xác định từ Etabs

Bước 3: Xác định hệ số động lực ( i ) ứng với dạng dao động thứ 1 dựa vào hệ số ( i ) và đường số 1, Hình 2, TCXD 229:1999

Bước 4: Tính giá trị tiêu chuẩn thành phần động của tải trọng gió có xét đến ảnh hưởng của xung vận tốc gió: p( ji) j i i ji

Bước 5: Gía trị tính toán thành phần động của tải trọng gió có xét đến ảnh hưởng xung vận tốc gió và lực quán tính tt p( ji) p( ji)

W   W với   1.2: hệ số tin cậy đối với tải trọng gió

   1: Hệ số điều chỉnh tải trọng gió theo thời gian sử dụng Bảng 6, TCXD 299-

 Kết quả tính toán gió động theo phương X

 Kết quả tính toán gió động theo phương Y

2.3.3 Nội lực cho thành phần tĩnh và động của tải gíó xác định như sau: t s d 2 i i 1

Để thực hiện việc tổ hợp nội lực gió một cách chính xác và hiệu quả, chúng ta cần sử dụng phần mềm ETABS do quy trình tính toán phức tạp và khối lượng công việc lớn Quy trình tổ hợp nội lực tải trọng gió được thực hiện qua các bước cụ thể nhằm đảm bảo tính chính xác và độ tin cậy của kết quả.

Tạo ra 5 trường hợp tải bao gồm:

 Gió tĩnh theo phương X: WTX

 Gió tĩnh theo phương Y: WTY

 Gió động theo phương X ứng với mode dao động 1: WDX1

 Gió động theo phương Y ứng với mode dao động 3: WDY1

 Khai báo các tổ hợp cho các trường hợp tải (COMB)

 Thành phần động gió theo phương X bao gồm Mode 1

 Thành phần động gió theo phương Y bao gồm Mode 3

Tổ hợp nội lực thành phần tĩnh và động của tải trọng gió thông qua 2 COMB

 Gió theo phương X: WX = WDX “+” WTX

 Gió theo phương Y: WY = WDY “+” WTY

“+”: Tổ hợp theo dạng ADD

Giá trị tải trọng gió tĩnh ta sẽ gán vào mô hình ETABS ở tâm hình học còn gió động gán vào tâm khối lượng của công trình

Bảng 2.11 – Kết quả tính toán gió động theo phương X, phương Y

Giá trị tính toán thành phần gió động

TẢI TRỌNG ĐỘNG ĐẤT

Trong quá trình thiết kế các công trình cao tầng, động đất là yếu tố bắt buộc phải xem xét để đảm bảo an toàn và độ bền vững của công trình Do đó, tất cả các công trình xây dựng nằm trong vùng có nguy cơ động đất đều phải tiến hành tính toán tải trọng động đất chính xác Việc này giúp đảm bảo rằng công trình có khả năng chịu đựng các tác động từ động đất, đáp ứng các tiêu chuẩn an toàn xây dựng Động đất không thể bỏ qua trong thiết kế công trình cao tầng vì đây là yêu cầu quan trọng nhất để đảm bảo an toàn cho người sử dụng và tính ổn định của structure.

 Theo TCVN 9386 : 2012, có 2 phương pháp tính toán tải trọng động đất là phương pháp tĩnh lực ngang tương đương và phương pháp phân tích phổ dao động

 Với chu kì T1 = 2.471 Không thỏa mãn yêu cầu phương pháp tĩnh lực ngang tương đương: 1 4T C 2.4s

Trong đó: T C là giới hạn trên của chu kỳ, ứng với đoạn nằm ngang của phổ phản ứng gia tốc

Trong đồ án này, tải trọng động đất được tính toán dựa trên phương pháp phân tích phổ phản ứng dao động theo quy định tại điều 4.3.3.3 của TCVN 9386:2012 Quá trình xác định tải trọng động đất tuân thủ theo tiêu chuẩn TCVN 9386:2012 và được hỗ trợ bởi phần mềm ETABS để đảm bảo độ chính xác và hiệu quả trong thiết kế kết cấu.

2.4.1 Phổ phản ứng (Theo phương ngang)

 Xác định loại đất nền

Dựa vào hồ sơ địa chất xây dựng, tất cả các khu vực đều có chỉ số NSPT trong khoảng 15-50, cho thấy đất nền thuộc loại C theo quy định tại Điều 3.1.2, Bảng 3.1 của TCVN 9386 – 2012 về thiết kế công trình chịu động đất Đây là thông tin quan trọng để đánh giá khả năng chịu lực của nền đất và đảm bảo an toàn cho các dự án xây dựng Việc xác định chính xác loại đất nền giúp các nhà thiết kế lựa chọn phương án phù hợp, tuân thủ tiêu chuẩn xây dựng quốc gia.

 Xác định tỉ số agR/g

Gia tốc nền ứng với vị trí xây dựng công trình tại Quận 1, TP Hồ Chí Minh:

 Xác định hệ số tầm quan trọng

Hệ số tầm quan trọng   1 1.00 (Phụ lục E, TCVN 9386:2012 ứng với công trình nhà chung cư từ 9 – 19 tầng)

 Xác định gia tốc nền đất thiết kế

Suy ra cần thiết kế kháng chấn cho công trình

 Xác định hệ số ứng xử q của kết cấu bê tông cốt thép

Hệ số ứng xử q0 có giá trị cơ bản phụ thuộc vào loại kết cấu và tính đều đặn theo mặt đứng của công trình, phù hợp với quy định tại bảng 5.1 trong tiêu chuẩn TCVN 9386-2012 Việc xác định tính đều đặn theo mặt đứng của công trình là yếu tố ảnh hưởng chính đến giá trị hệ số ứng xử, giúp đảm bảo thiết kế chịu lực phù hợp và an toàn.

- Xét đến tính dẻo của kết cấu công trình thuộc dạng : cấp dẻo kết cấu trung bình

- Loại kết cấu công trình thuộc loại : hệ khung , hệ hỗn hộp , hệ tường kép Tra bảng

5.1, trang 77 với hệ kết cấu trên , có 0 u

- Với hệ kết cấu như trên , có kw =1

=> Hệ số ứng xử q tác động theo phương ngang của công trình

Bảng 2.12 – Giá trị tham số mô tả phổ phản ứng đàn hồi Loại nền đất S TB (s) TC (s) TD (s)

Trong đó : - S là hệ số nền

- TB (s) là giới hạn dưới của chu kỳ , ứng với đoạn nằm ngang của phổ phản ứng gia tốc

- TC (s) là giới hạn trên của chu kỳ , ứng với đoạn nằm ngang của phố phản ứng gia tốc

- TD (s) là giá trị xác định điểm bắt đầu của phản ứng dịch chuyển không đổi trong phổ phản ứng

Phổ phản ứng đàn hồi Sd (T) của công trình được xác định qua các biểu thức sau:

Trong đó: - Sd(T): phổ phản ứng thiết kế

- T: là chu kì dao động của hệ tuyến tính một bậc tự do

- ag: là gia tốc nền thiết kế trên nền loại B (ag = γI×agR)

- TB: là giới hạn dưới của chu kì, ứng với đoạn nằm ngang của phổ phản ứng gia tốc: T B = 0.2

- T C : là giới hạn trên của chu kì, ứng với đoạn nằm ngang của phổ phản ứng gia tốc: TC = 0.6

- T D : là giá trị xác định điểm bắt đầu của phần phản ứng dịch chuyển không đổi trong phổ phản ứng: TD = 2

Hệ số β, ứng với cận dưới của phổ thiết kế theo phương nằm ngang, được đặt là β = 0.2 Bảng 2.13 trình bày phổ phản ứng thiết kế dùng trong phân tích đàn hồi theo phương ngang, cung cấp các dữ liệu cần thiết để xác định phản ứng của cấu kiện dưới tác dụng của tải trọng nằm ngang Những thông tin này giúp đảm bảo tính chính xác trong quá trình phân tích và thiết kế các công trình xây dựng, phù hợp với các tiêu chuẩn kỹ thuật hiện hành.

2.4.2 Phổ phản ứng (Theo phương đứng)

Theo Điều 4.3.3.5.2 của TCVN 9386 – 2012 về “Thiết kế công trình chịu động đất,” thành phần đứng của tải trọng động đất chỉ cần xem xét khi gia tốc thành phố lớn a_vg lớn hơn 0.25g Công trình tại Quận 1 có gia tốc a_vg là 1.0398 (m/s²), nhỏ hơn 0.25g (tương đương 2.452 (m/s²)), do đó không cần xem xét thành phần đứng của tải trọng động đất Vì vậy, không cần xây dựng phổ phản ứng theo phương đứng cho công trình này.

TÍNH TOÁN – THIẾT KẾ SÀN

CHỌN GIẢI PHÁP KẾT CẤU SÀN

Hệ sàn sườn toàn khối loại bản dầm Ưu điểm:

 Được sử dụng phổ biến ở nước ta

Khi vượt khẩu độ lớn, chiều cao dầm và độ võng của bản sàn sẽ tăng đáng kể, làm tăng chiều cao tầng của công trình và gây bất lợi cho kết cấu chịu lực ngang Điều này không những ảnh hưởng đến khả năng chịu tải của công trình mà còn làm tăng chi phí vật liệu xây dựng Do đó, cần tối ưu hóa thiết kế để giảm thiểu chiều cao dầm và độ võng, từ đó tiết kiệm vật liệu và đảm bảo kết cấu công trình ổn định và kinh tế hơn.

 Chiều cao nhà lớn, nhưng không gian sử dụng bị thu hẹp

Sàn của các công trình cao tầng thường dày hơn sàn nhà thông thường bởi:

Trong kết cấu sàn, việc khoan lỗ để lắp đặt các thiết bị gây giảm khả năng chịu lực của sàn, điều này không được tính đến trong quá trình tính toán chịu lực, dẫn đến giảm độ bền và an toàn của cấu trúc.

 Về mặt biến dạng: Đảm bảo độ võng cho phép đồng thời sàn của công trình nhà cao tầng được xem là tuyệt đối cứng theo phương ngang.

TÍNH TOÁN SÀN TẦNG ĐIỂN HÌNH (PHƯƠNG ÁN SÀN DẦM)

Hình 3.1 - Mặt bằng kết cấu sàn tầng điển hình

3.2.1 CHỌN SƠ BỘ KÍCH THƯỚC TIẾT DIỆN DẦM, SÀN

 Chọn chiều dày của sàn phụ thuộc vào nhịp và tải trọng tác dụng

 Có thể chọn sơ bộ chiều dày bản sàn theo công thức:

3.2.1.2 Kích thước dầm chính, dầm phụ

Chọn sơ bộ kích thước dầm nhằm giảm quá trình lặp phân tích mô hình tính toán sàn theo phương pháp phần tử hữu hạn

Việc lựa chọn tiết diện dầm phụ thuộc vào chiều dài nhịp, các kích thước được chọn sơ bộ theo công thức kinh nghiệm:

Bảng 3.1 - Sơ bộ tiết diện dầm

KÍCH THƯỚC TIẾT DIỆN DẦM

Loại dầm Nhịp L (m) Chiều cao h

Chiều rộng b Một nhịp Nhiều nhịp

Công trình gồm các ô sàn có kích thước 9000 x 8500 (mm)

Chiều cao dầm được chọn theo phương cạnh ngắn của ô sàn:

Từ đó ta chọn được kích thước sơ bộ dầm chính – dầm phụ như sau:

 Kích thước vách BTCT được chọn và bố trí chịu được tải trọng công trình và đặc biệt chịu tải trọng ngang do gió, động đất…

 Chọn chiều dày vách tw = 0.3 m

3.2.2 TẢI TRỌNG TÁC DỤNG LÊN SÀN

Tải trọng thẳng đứng gồm tải trọng thường xuyên (tĩnh tải) và tải trọng tạm thời (hoạt tải)

Tải trọng thường xuyên bao gồm trọng lượng của các bộ phận công trình, đảm bảo tính ổn định lâu dài của cấu kiện Trong khi đó, tải trọng tạm thời là loại tải có thể xuất hiện hoặc không trong quá trình xây dựng, ảnh hưởng đến quá trình thi công và tính an toàn của công trình tạm thời.

Tĩnh tải và hoạt tải được tính toán dựa trên TCVN 2737:1995 Tải trọng và tác động – Tiêu chuẩn thiết kế

3.2.3 MÔ HÌNH TÍNH TOÁN SÀN

Sử dụng phần mềm SAFE version 12.3.2 để mô hình, phân tích chuyển vị đứng dầm sàn, nội lực sàn và tính thép

Hình 3.2a - Mô hình sàn dầm tầng điển hình – SAFE

Hình 3.2b – Mô hình 3D sàn dầm tầng điển hình – SAFE

Hình 3.2c – Mô hình vật liệu

3.2.3.1.1 Nội lực sau khi phân tích mô hình

3.2.3.1.2 Chia dải thiết kế (Design Strip)

Hình 3.5 – Dải Strip theo phương X (L/4)

Hình 3.6 – Dải Strip theo phương Y (L/4)

Hình 3.7 – Labels các dải Strip trong mô hình

Hình 3.8 – Nội lực dải Strip theo phương X

Hình 3.9 – Nội lực dải Strip theo phương Y

Sinh viên sử dụng kết quả nội lực theo dãi Strip từ phần mềm SAFE và tính toán thép sàn

Kết quả bố trí thép sàn như sau:

+ Thộp lớp trờn theo phương X: ỉ10a200, ỉ10a140, ỉ10a130, ỉ10a110, ỉ10a100 + Thộp lớp dưới theo phương X: ỉ10a200, ỉ10a160, ỉ10a140

+ Thộp lớp trờn theo phương Y: ỉ10a200, ỉ10a170, ỉ10a150, ỉ10a140

+ Thộp lớp dưới theo phương Y: ỉ10a200

Bảng chi tiết tính toán thép sàn tầng điểm hình: [Xem mục 2.1, Phụ lục 2]

(Bản vẽ thiết kế - KC_02; KC_03)

3.2.3.3 Kiểm tra theo trạng thái giới hạn II

Theo TCVN 5574 – 2012 thì độ võng của sàn kiểm tra theo điều kiện f < fgh Trong đó fgh: độ võng giới hạn, được nêu trong bảng C.1, phụ lục C, trang 156, TCVN 5574 -

 Khi nhịp 6m < L ≤ 12m thì fgh = L/250 Độ võng ngắn hạn: Comb1: 1TT + 1HT

Hình 3.10 – Độ võng ngắn hạn fmax = 14.8 mm < [f] = L/250 = 9000/250 = 36 mm => Thỏa

TÍNH TOÁN – THIẾT KẾ CẦU THANG

CẤU TẠO CẦU THANG TẦNG ĐIỂN HÌNH

MẶT BẰNG CẦU THANG BỘ TL:1/20

Hình 4.1 – Mặt bằng kiến trúc cầu thang tầng điển hình

KÍCH THƯỚC SƠ BỘ CẦU THANG

 Chiều cao tầng điển hình là 3.5 m, cầu thang 2 vế, mỗi vế 9 bậc Chiều cao mỗi bậc thang là: b t h 3500 h = = 175 mm

Kích thước sơ bộ được chọn theo công thức:

Ta chọn: hb = 175 (mm), lb = 270 (mm)

 Góc nghiêng của bản thang với mặt phẳng nằm ngang là: b b h 175 tan = = cos = 0.839 l 270

 Chọn sơ bộ kích thước dầm chiếu tới D1 là 200 x 300

 Chọn sơ bộ chiều dày bản thang và bản chiếu nghỉ: s 0 s

TẢI TRỌNG

Bản nghiêng được xác định theo chiều dày tương đương : tt n

 i : Trọng lượng riêng của lớp vật liệu thứ i

 ni : Hệ số tin cậy của lớp thứ i

 tdi : Chiều dày tương đương của lớp thứ i theo phương bản nghiêng o Lớp gạch ceramic :

     b b i b l h cos 270 175 10 0.839 l 270 9 mm = 0.0139 (m) o Lớp vữa XM :

     b b i b l h cos 270 175 20 0.839 l 270 = 27.7 mm = 0.0277 (m) o Lớp bậc thang xây gạch :

Bảng 4.1 – Tĩnh tải bản thang nghiêng

STT Các lớp vật liệu γ Dày δ δ tđ g tc Hệ số vượt tải g tt

Hoạt tải được lấy theo TCVN 2737-1995 cho cầu thang là p tc = 3 kN/m 2 , hệ số vượt tải lấy bằng 1.2

(Chi tiết tải trọng: Xem chương 2)

SƠ ĐỒ TÍNH VÀ NỘI LỰC

Chọn kiểu cầu thang có dạng bản 2 vế

Quy bản thang về thành dạng tải phân bố đều Cắt một dãy có bề rộng b = 1 m

1.875 < 3 h 160  liên kết giữa bản thang và dầm chiếu tới là liên kết khớp

Sử dụng Etabs để mô hình 2D suy ra sơ đồ tính và nội lực cầu thang:

 Sơ đồ tính cầu thang vế 1:

Hình 4.2 - Tĩnh tải – hoạt tải cầu thang vế 1

 Kết quả nội lực vế 1:

Hình 4.3 - Nội lực cầu thang vế 1

 Sơ đồ tính cầu thang vế 2:

Hình 4.4 - Tĩnh tải – hoạt tải cầu thang vế 2

 Kết quả nội lực vế 2:

Hình 4.5 - Nội lực cầu thang vế 2

TÍNH TOÁN VÀ BỐ TRÍ CỐT THÉP

M ho α m ζ As μ% Chọn thép As chọn

Bảng 4.2 - Bảng tính toán cốt thép cầu thang 2 vế

(Bản vẽ thiết kế: Xem bản vẽ KC_04)

Kiểm tra dộ võng của bản thang

Theo TCVN 5574-2012 độ võng của bản thang được kiểm tra theo điều kiện f < f gh

Vậy với nhịp bản thang L = 2.43m < 5m f gh = 1 L = 2.43 = 0.012 m

Ta có độ võng của bản thang từ etabs:

Hình 4.6 - Độ võng của bản thang Với độ võng f = 0.00005m < f gh = 0.012 m Bản thang thỏa điều kiện độ võng.

TÍNH TOÁN – THIẾT KẾ HỆ KHUNG

MỞ ĐẦU

 Công trình HOANG LAN APARTMENT gồm 15 tầng chức năng, 1 tầng hầm,

1 tầng mái.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 đây:

 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

Hình 5.1 - Mặt bằng tầng điển hình Công trình có tổng diện tích mặt bằng theo lưới cột là S = a × b = 55.8 × 46.6 2600.28 (m 2 ) Có tỉ số kích thước 2 cạnh i = a/b = 55.8/46.6 = 0.79 < 2

Khi tính kết cấu khung, việc chọn giải pháp tính khung không gian giúp khai thác tối đa khả năng chịu lực của công trình Phương pháp này đảm bảo phù hợp với điều kiện thực tế công trình, nâng cao độ bền và hiệu quả sử dụng Việc áp dụng giải pháp tính khung không gian là bước quan trọng để đảm bảo tính an toàn và ổn định của cấu trúc xây dựng.

Mô hình hóa các cấu kiện như bản vẽ kiến trúc với các thuộc tính:

 Cột, dầm: khai báo phần tử thanh (Frame)

 Sàn, vách cứng: khai báo phần tử Shell.

CHỌN SƠ BỘ TIẾT DIỆN DẦM, CỘT, VÁCH

5.2.1 Chọn sơ bộ tiết diện dầm d

Trong kết cấu khung, có hai loại dầm chính: loại đầu tiên là dầm phụ, chỉ chịu tải đứng, giúp phân phối trọng lực của công trình một cách hiệu quả Loại thứ hai là dầm tích hợp cả tải đứng và tải ngang, đảm bảo khả năng chịu lực toàn diện và sự ổn định của kết cấu khung Việc phân biệt rõ ràng giữa hai loại dầm này giúp tối ưu hóa thiết kế và nâng cao khả năng chịu lực của công trình xây dựng.

 Chọn sơ bộ tiết diện dầm chính:

 Chọn sơ bộ tiết diện dầm phụ:

5.2.2 Chọn sơ bộ tiết diện cột

Việc chọn hình dáng, kích thước tiết diện cột dựa vào yêu cầu kiến trúc, kết cấu và thi công

Về kiến trúc đó là yêu cầu về thẫm mỹ và yêu cầu về sử dụng không gian

Về kết cấu, kích thước tiết diện cột cần đảm bảo độ bền và độ ổn định

Tiết diện cột Ac được chọn thông qua ước lượng tổng tải đứng tác dụng trên cột: c b

Chọn tiết diện sơ bộ

Bảng 5.1 - Chọn sơ bộ tiết diện cột theo tầng

Tầng hầm-> Tầng 3 C700x700 Tầng 4-> Tầng 7 C600X600 Tầng 8-> Tầng 11 C500x500 Tầng 12-> Tầng mái C400x400

 Từng vách nên có chiều cao chạy suốt từ móng đến mái và có độ cứng không đổi trên toàn bộ chiều cao của nó

Các lỗ (cửa) trên các vách không gây ảnh hưởng đáng kể đến khả năng chịu lực của vách Để đảm bảo độ bền chắc, cần có các biện pháp cấu tạo tăng cường cho vùng xung quanh lỗ nhằm duy trì sự ổn định và an toàn của kết cấu vách.

 Độ dày của thành vách (b) chọn không nhỏ hơn 150 mm và không nhỏ hơn 1/20 chiều cao tầng

TÍNH TOÁN TẢI TRỌNG

Theo TCVN 2737:1995 và TCXD 229:1999: gió nguy hiểm nhất là gió vuông góc với mặt đón gió

Công trình cao 54.5 (m) > 40 (m) nên tải gió gồm thành phần tĩnh và thành phần động

Tải trọng gió bao gồm 2 thành phần:

 Thành phần tĩnh của gió

 Thành phần động của gió

( Chi tiết tính toán gió tĩnh, gió động xem mục 2.3.1, 2.3.2 - Chương 2: TẢI TRỌNG TẢI TÁC DỘNG)

(Xem mục 2.4 – Chương 2: TẢI TRỌNG TẢI TÁC ĐỘNG)

Hình 5.2 – Phổ động đất theo phương ngang nhập vào mô hình

Tổ hợp tải trọng động đất

Các phương dao động có chu kỳ liền sau luôn nhỏ hơn 0,9 lần chu kỳ trước, cho thấy các dạng dao động riêng này có tính độc lập tuyến tính với nhau Vì vậy, tổ hợp tải trọng động đất có thể được xác định bằng phương pháp căn bậc hai của tổng bình phương các thành phần, đảm bảo tính chính xác và hiệu quả trong phân tích cấu trúc.

Trong phương pháp phổ phản ứng, số dạng dao động cần xem xét đóng vai trò quan trọng trong việc xác định phản ứng tổng thể của công trình Điều này có thể đạt được khi thỏa mãn một trong hai điều kiện nhất định, giúp phân tích các dạng dao động hiệu quả và chính xác hơn Việc hiểu và kiểm soát số dạng dao động góp phần tối ưu hóa khả năng chịu tải và độ bền của cấu trúc xây dựng.

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

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

Trong thiết kế kết cấu, việc sử dụng kết quả xác định để tổ hợp các hệ quả do các tải trọng khác gây ra thường dẫn đến các giá trị phản ứng quá mức an toàn Thực tế, tác động của động đất theo hai phương ngang vuông góc không luôn đồng pha, do đó, cần áp dụng phương pháp tổ hợp tải trọng hợp lý để đảm bảo tính chính xác và an toàn cho công trình.

(Theo điều 4.3.3.5.1, TCVN 9386 – 2012: Thiết kế công trình chịu động đất)

Khi đánh giá tác động của động đất, hệ số tham gia của dao động hoạt tải là 0.3 đối với khu vực nhà ở gia đình Ngoài ra, cần nhân thêm hệ số 0.8 để tính toán khi các tầng được sử dụng đồng thời, đảm bảo an toàn và độ bền công trình theo quy định tại Điều 3.2.4 và 4.2.4 của TCVN 9386:2012.

TỔ HỢP TẢI TRỌNG

Bảng 5.2 – Các trường hợp tải trọng

STT Tên trường hợp tải Kí hiệu Type Hệ số Self wieght

Auto lateral load Ghi chú

2 Hoạt tải sử dụng HT Live 0

3 Gió tĩnh phương X WTX Wind 0 User defined

Phương X WDX1 Wind 0 User defined

Phương X WDX2 Wind 0 User defined

6 Gió tĩnh phương Y WTY Wind 0 User defined

Phương Y WDY1 Wind 0 User defined

Phương Y WDY2 Wind 0 User defined

8 Động đất phương X QX Quake 0 Eurocode8-

9 Động đất phương Y QY Quake 0 Eurocode8-

Bảng 5.3 – Các tổ hợp tải trọng

10 COMB06 ADD TT; HT; WX 1; 0.9; 0.9

11 COMB07 ADD TT; HT; WX 1; 0.9; -0.9

12 COMB08 ADD TT; HT; WY 1; 0.9; 0.9

13 COMB09 ADD TT; HT; WY 1; 0.9; -0.9

14 COMB10 ADD TT; HT; WX; WY 1; 0.9; 0.63; 0.63

15 COMB11 ADD TT; HT; WX; WY 1; 0.9; 0.63; -0.63

16 COMB12 ADD TT; HT; WX; WY 1; 0.9; -0.63; 0.63

17 COMB13 ADD TT; HT; WX; WY 1; 0.9; -0.63; -0.63

20 COMB16 ADD TT; HT; QX 1; 0.3; 1

21 COMB17 ADD TT; HT; QY 1; 0.3; 1

KIỂM TRA CHUYỂN VỊ ĐỈNH CÔNG TRÌNH

Chuyển vị lớn nhất tại đỉnh nhà (kiểm tra với COMBBAO)

Hình 5.3 – Chuyển vị ngang tại đỉnh (ETABS)

 Chuyển vị ngang lớn nhất tại đỉnh nhà: fmax = 0.009826 (m)

Theo TCVN 198:1997, kết cấu khung vách: fmax = 0.009826 (m) < [f] = H/750 = 54.5/750 = 0.0726 (m) nên công trình thỏa điều kiện chuyển vị đỉnh.

TÍNH TOÁN – THIẾT KẾ KHUNG

(TRỤC 1, TRỤC B VÀ DẦM TẦNG ĐIỂN HÌNH)

Biểu đồ Moment và lực cắt khung trục 1 với tổ hợp COMBAO(ENVE)

Hình 5.4 - Biểu đồ Momen Hình 5.5 - Biểu đồ lực cắt

Hình 5.6 - Biểu đồ Momen Hình 5.7 - Biểu đồ lực cắt

Hình 5.8 - Biểu đồ Momen dầm tầng điển hình

5.6.2 Tính toán – thiết kế hệ dầm

5.6.2.1 Tính toán cốt thép dọc

Cốt thép trong dầm được thiết kế dựa trên khả năng chịu uốn của cấu kiện, đảm bảo độ bền và an toàn công trình Các dữ liệu quan trọng được xuất ra từ phần mềm ETABS, bao gồm biểu đồ mô men của tất cả các tổ hợp, giúp xác định chính xác lượng cốt thép cần thiết cho từng hệsicác đoạn dầm Việc phân tích sơ đồ mô men từ ETABS hỗ trợ quá trình tính toán cốt thép chính xác, tối ưu hoá vật tư và đảm bảo đạt tiêu chuẩn kỹ thuật.

 Trình tự tính toán Đối với cốt đơn

 Áp dụng công thức tính toán: b o m 2 m s b o s

Hàm lượng cốt thép tính toán ra được và hàm lượng bố trí phải thỏa điều kiện sau: min max

 àmin: tỷ lệ cốt thộp tối thiểu, thường lấy: àmin = 0.05%

 àmax: tỷ lệ cốt thộp tối đa, thường lấy: max R b R s

   R   ( Phụ lục 6 sách kết cấu bê tông cốt thép tập 1) max

 Nếu x   R o h thì ta tăng A’s rồi tính lại x

Hàm lượng cốt thép tính toán ra được và hàm lượng bố trí thì phải thỏa điều kiện sau:  min     max

 àmin: tỷ lệ cốt thộp tối thiểu, thường lấy: àmin = 0.05%

 àmax: tỷ lệ cốt thộp tối đa

 Áp dụng tính toán đoạn dầm DNA-12(300x600) (Tầng 10) trục 1 đến 2

Giả thiết: a = h / 10 = 600/10 = 60 mm  ho = h – a `0 – 60 = 540 mm

  Kiểm tra hàm lượng cốt thép: min s max o

 Kết quả tính toán của các dầm còn lại trên mặt bằng điển hình

Bảng chi tiết tính toán thép dầm tầng điểm hình: [Xem mục 2.2, Phụ lục 2]

(Bản vẽ thiết kế - KC_06;)

5.6.2.2 Tính toán cốt thép đai chịu cắt cho dầm

Tính cốt đai cho dầm B129(DNA-78) tại tầng 15 có Q max = 305.64 (kN)

 Tiết diện dầm B21: b = 300 mm; h = 600 mm; a = 40 mm

Khả năng chịu cắt của bê tông:

→ Phải tính cốt đai cho dầm

 Chọn cốt đai ỉ8 bước đai s0mm, số nhỏnh đai n=2

Kiểm tra điều kiện bê tông chịu nén (ứng suất nén chính) maxQ  Qbt

Khả năng chịu cắt của cốt đai: sw sw sw

Khả năng chịu cắt của cốt đai và bê tông

→ Khoảng cách bố trí cốt đai hợp lý Đoạn L/2 giữa dầm bố trí đai theo yêu cầu cấu tạo

Bố trí cốt đai tương tự cho các dầm còn lại

5.6.2.3 Cấu tạo kháng chấn cho dầm

Trong TCVN 9386:2012, theo giá trị gia tốc nền thiết kế a g   I gR a

 Động đất mạnh a g 0.08g, phải tính toán và cấu tạo kháng chấn

 Động đất yếu 0.04ga g 0.08g, chỉ cần áp dụng các giải pháp kháng chấn đã được giảm

 Động đất rất yếu a g 0.04g, không cần thiết kế kháng chấn

Cấu tạo kháng chấn cho dầm

Các vùng của dầm kháng chấn chính có chiều dài lên tới l cr = h w, trong đó h w là chiều cao của dầm, tính từ tiết diện ngang đầu mút dầm liên kết vào nút dầm - cột Các vùng này, cũng như từ cả hai phía của bất kỳ tiết diện ngang nào có khả năng chảy dẻo trong tình huống thiết kế chịu động đất, đều phải được xem là vùng giới hạn.

Trong các dầm kháng chấn chính chịu lực các cấu kiện thẳng đứng không liên tục, vùng nằm trong phạm vi 2h w ở mỗi phía của cấu kiện được chống đỡ được xác định là vùng tới hạn Điều này giúp xác định các khu vực chịu tác động lớn nhất trong kết cấu, đảm bảo tính an toàn và hiệu quả của hệ thống chống chấn Việc phân định rõ vùng tới hạn là bước quan trọng trong thiết kế cấu kiện để tối ưu hóa khả năng chịu lực và giảm thiểu rủi ro hư hỏng.

Trong vùng nén của dầm, cần bố trí thêm ít nhất một nửa lượng cốt thép đã được đặt tại vùng kéo để đảm bảo khả năng chịu lực tối ưu Việc này không chỉ đáp ứng yêu cầu về độ an toàn trong cấu trúc mà còn đảm bảo dầm đáp ứng tốt các trạng thái cực hạn khi kiểm tra trong tình huống thiết kế chịu động đất Thêm cốt thép trong vùng nén giúp nâng cao khả năng chịu lực cục bộ và toàn bộ của cấu kiện, phù hợp với các tiêu chuẩn kỹ thuật và quy chuẩn xây dựng hiện hành.

 Trong phạm vi các vùng tới hạn của dầm kháng chấn chính, phải được bố trí cốt đai thỏa mãn những điều kiện sau đây:

 Đường kính d bw của các thanh cốt đai (tính bằng mm) không được nhỏ hơn 6

 Khoảng cách s của các vòng cốt đai (tính bằng mm) không được vượt quá:

 w bw bL  smin h / 4; 24d ; 225;8d Ngoài ra, cốt đai trong dầm phải là đai kín, được uốn móc 45 0 và với chiều dài móc là

Hình 5.9 - Cốt thép ngang trong vùng tới hạn của dầm

5.6.2.4 Tính toán đoạn neo, nối cốt thép

 Đoạn neo cốt thép lan s an an an an b l R d d

  Đồng thời đoạn neo cũng không được nhỏ hơn giá trị l an tối thiểu

 an ,  an ,  an , l an tối thiểu tra bảng 36 TCVN 5574-2012 d: đường kính cốt thép; R s : cường độ tính toán của cốt thép

R b : cường độ tính toán của bê tông

Chiều dài đoạn nối cốt thép: an an s an b l R

  và không nhỏ hơn anl   an

 Chọn đoạn neo cốt thép trong vùng kéo:l an 40d; vùng nén l an 30d

 Chọn đoạn nối cốt thép trong vùng kéo:l an 40d; vùng nén l an 30d

5.6.3 Tính toán – thiết kế cột khung trục 3

5.6.3.1 Lý thuyết tính toán cốt thép dọc

Lý thuyết tính toán cốt dọc cho cột chịu nén lệch tâm xiên

Khái niệm nén lệch tâm xiên

Hình 5.10 - Nội lực nén lệch tâm xiên

Có thể phân momen uốn M thành hai thành phần tác dụng trong hai mặt phẳng chứa trục Ox và Oy là Mx và My (Xem hình vẽ)

Trường hợp khi tính toán nội lực đã xác định và tổ hợp riêng Mx và My theo hai phương thì momen tổng M là: M = M + M 2 x 2 y

Góc hợp bởi véctơ của mômen tổng M và trục Ox (góc ) được xác định bởi: o y x tg M

Cột chịu nén lệch tâm xiên thường gặp trong các khung khi xét sự làm việc của cột đồng thời chịu uốn theo hai phương

Khi thiết kế tiết diện chữ nhật chịu nén lệch tâm xiên, cốt thép thường được đặt theo chu vi và đối xứng qua hai trục Nếu Moment Mx và My gần như bằng nhau, việc sử dụng cột vuông sẽ tối ưu hơn để đảm bảo khả năng chịu lực và cân bằng cấu trúc Điều này giúp nâng cao tính ổn định và độ bền của công trình xây dựng.

Nội lực tính toán cột lệch tâm xiên

Nội lực để tính toán nén lệch tâm xiên được lấy từ kết quả tổ hợp tải trọng Có độ lệch tâm: e1x = M x

Trong mỗi bộ ba nội lực, cần xem xét đến độ lệch tâm ngẫu nhiên theo từng phương và tác động của uốn dọc trên mỗi hướng Hệ số uốn dọc theo từng phương, ký hiệu là ηi, được tính dựa trên công thức cụ thể nhằm đảm bảo độ chính xác trong phân tích kết cấu Việc xác định chính xác hệ số này là yếu tố quan trọng giúp đánh giá khả năng chịu lực của cấu kiện theo từng hướng khác nhau, từ đó nâng cao hiệu quả thiết kế và độ bền của công trình.

Với vật liệu đàn hồi, N th = 2 i

 Với bê tông cốt thép , N th tính theo công thức thực nghiệm

Sơ đồ nội lực tính toán chuyển thành lực N tại điểm E, có tọa độ là (ηx, ηy) trên trục ox và oy Vị trí của điểm E có thể nằm trong hoặc ngoài tiết diện, và việc xác định góc phần tư phụ thuộc vào chiều tác dụng của các moment Mx và My.

Sau khi xét độ lệch tâm ngẫu nhiên và uốn dọc thì mômen tác dụng theo 2 phương được tăng lên thành M và * x M * y :

Hình 5.11 - Sơ đồ nội lực với độ lệch tâm Phương pháp gần đúng tính toán cốt thép cột lệch tâm xiên

Hiện tại, TCVN chưa có quy định cụ thể về phương pháp tính cột chịu nén lệch tâm xiên, do đó người ta thường dựa vào hướng dẫn của GS Nguyễn Đình Cống Phương pháp gần đúng được áp dụng bằng cách biến đổi trường hợp nén lệch tâm xiên thành nén lệch tâm phẳng tương đương để tính cốt thép Ngoài ra, các công thức tính toán được xây dựng dựa trên hai tiêu chuẩn quốc tế BS8110 và ACI318, từ đó điều chỉnh phù hợp với tiêu chuẩn TCVN 356-2005 để đảm bảo độ chính xác và tuân thủ quy định kỹ thuật.

Xét tiết diện có cạnh Cx, Cy Điều kiện để áp dụng phương pháp gần đúng là

C  cốt thép được đặt theo chu vi

Tiết diện chịu lực nén N và các moment uốn Mx, My đều ảnh hưởng đến khả năng chịu lực của cấu kiện Độ lệch tâm ngẫu nhiên eax và eay cần được xem xét để đánh giá chính xác ứng suất và biến dạng Sau khi phân tích uốn dọc theo hai phương, hệ số uốn dọc ηx và ηy được tính toán để xác định ảnh hưởng của uốn lên tiết diện Khi moment uốn gia tăng thành Mx1, khả năng chống uốn của cấu kiện cũng tăng lên, đảm bảo tính an toàn và độ bền của kết cấu.

Tùy thuộc vào mối quan hệ giữa giá trị Mx1, My1 và các kích thước, ta sẽ chọn áp dụng mô hình tính toán phù hợp theo phương x hoặc phương y Điều kiện để xác định mô hình được thể hiện rõ ràng trong bảng hướng dẫn đi kèm Việc lựa chọn đúng mô hình giúp đảm bảo độ chính xác trong phân tích và thiết kế kỹ thuật Phần mềm hoặc phương pháp tính toán sẽ dựa trên các tiêu chí này để đưa ra kết quả chính xác nhất.

Mô hình Theo phương x Theo phương y Điều kiện x1 y1

M1 = Mx1; M2 = Mx2 ea = eax + 0.2eay h = Cy; b = Cx

M1 = My1; M2 = Mx2 ea = eay + 0.2eax

Giả thuyết chiều dày lớp bê tông bảo vệ a, tính ho = h – a; z = h – 2a

Tiến hành tính toán theo trường hợp đặt cốt thép đối xứng: 1 b x N

Hệ số chuyển đổi mo

Tính moment tương đương (đổi sang nén lệch tâm phẳng): M = M1 +moM2h/b Độ lệch tâm e1 = M/N với kết cấu siêu tĩnh eo = max (e1, ea)

Tính toán độ mảnh theo hai phương x Lox y Loy x y

Dựa vào độ lệch tâm eo và x1 đề phân biệt các trường hợp tính toán:

Trường hợp 1: Nén lệch tâm rất bé khi o o e 0.3

  h  tính toán gần như nén đúng tâm

Hệ số ảnh hưởng đến độ lệch tâm: e 1

Hệ số uốn dọc phụ khi xét nén đúng tâm: e (1 )

Diện tích toàn bộ cốt thép dọc là: e b st e b

Trường hợp 2: Nén lệch tâm bé khi o 1 R o o e 0.3& x h

 h    tính toán theo trường hợp nén lệch tâm bé

Tính lại chiều cao vùng nén x theo công thức sau: R R 2 0

Diện tích toàn bộ cốt thép dọc là:A st Ne R bx(h b 0 x / 2) kRscZ

Trường hợp 3: Nén lệch tâm lớn khi o 1 R o o e 0.3& x h

  h    tính toán theo trường hợp nén lệch tâm lớn

Diện tích toàn bộ cốt thép dọc là: A st N(e 0.5x 1 h ) 0 kRsZ

Chương trình tính toán cấu kiện nén lệch tâm xiên được thực hiện bằng cách lập trình VBA trong Excel, giúp quá trình xử lý đơn giản và hiệu quả hơn Việc sử dụng VBA trong Excel mang lại lợi ích lớn trong việc tự động hóa các phép tính phức tạp, tiết kiệm thời gian và giảm thiểu sai sót cho người dùng Nhờ đó, các kỹ sư và người dùng có thể dễ dàng áp dụng phương pháp này để phân tích và đánh giá cấu kiện nén lệch tâm xiên một cách chính xác và nhanh chóng.

Sau khi tính toán được giá trị A st , tính hàm lượng cốt thép st x y

 C C  so sánh giá trị tính được với hàm lượng cốt thép hợp lý       1 3 % 

5.6.3.2 Áp dụng tính toán choc cột C2B(700x700) từ tầng 2 lên tầng 3

C3 (mm) cao (m) (kN) (kNm) (kNm)

 Chiều cao tính toán: l ox l oy 0.7 3.5 2.45

Xét uốn dọc theo phương X: x ox x l 2.45 100

 lấy   x 1 ax x c l 70 10 2.45 1000 e Max ; Max ; 23.33 (mm)

Hệ kết cấu siêu tĩnh, lấy eox Max e ;e 1x ax Max 2.11;23.33 23.33 mm

Xét uốn dọc theo phương Y: oy y y l 2.45 100

 lấy   x 1 y ay c l 70 10 2.45 1000 e Max ; Max ; 23.33 (mm)

Hệ kết cấu siêu tĩnh, lấy eoy Max e ;e 1y ay Max 1.75;23.33   23.33 mm

M M c  c → khi đó quy đổi nén lệch tâm xiên thành nén lệch tâm phẳng tương đương với: x y

Giả thiết: gt o gt a gt a 40 (mm); h h a 700 40 660 (mm) z h 2a 620 (mm)

         Độ lệch tâm tĩnh học:

    Độ lệch tâm ngẫu nhiên: e a e ay 0.2e ax 23.33 0.2 23.33 27.99 (mm)   Độ lệch tâm ban đầu: e o Max e ;e  1 a Max 32.61; 27.99 32.61 (mm) Độ lệch tâm qui đổi: e e  o 0.5h a 32.61 0.5 700 40 342.61 (mm)     

=> Tính toán theo trường hợp nén lệch tâm rất bé

Hệ số ảnh hưởng độ lệch tâm:

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

Diện tích toàn bộ cốt thép dọc: e b e 2 st sc b

Vậy, chọn 24ỉ32 với A sc 19302 (mm ) 2

Trong các nút khung, cần sử dụng đai kín cho cả dầm và cột để đảm bảo kết cấu vững chắc Theo tiêu chuẩn TCXD 198:1997, đường kính cốt đai không nhỏ hơn 1/4 đường kính cốt dọc và phải lớn hơn hoặc bằng 8 mm, đồng thời phải bố trí liên tục qua nút khung với mật độ bằng vùng nút khung nhằm tăng khả năng chịu lực và độ bền của kết cấu.

Chọn cốt đai trong cột thỏa

Trong vùng nút khung, từ điểm cách mép trên đến điểm cách mép dưới của dầm, phải bố trí cốt đai dày hơn, đảm bảo khoảng cách không vượt quá 6 lần đường kính cốt thép dọc hoặc 100 mm, phù hợp với các yêu cầu kỹ thuật về chiều cao tiết diện cột và chiều cao thông thủy tầng Khoảng cách giữa các cốt đai trong vùng này phải được kiểm soát chặt chẽ để đảm bảo an toàn và độ bền kết cấu Điều kiện về chiều dài vùng (Ln) phải lớn hơn hoặc bằng chiều cao tiết diện cột và ít nhất bằng 1/6 chiều cao thông thủy của tầng, đồng thời không nhỏ hơn 450 mm để đảm bảo tính ổn định của kết cấu.

Bố trí cốt đai cho cột thỏa

 Uđai  Utt; Uđai  Umax; Uđai  Ucấutạo; Ucấutạo  20ỉdọc

 Trong khoảng cỏch nối cột là 30ỉ, bước đai trong đoạn nối Ucấutạo như sau:

- Uctạo  b cạnh ngắn của cột = 30 cm

Theo quy định trên và xét đến quy định về kháng chấn trong mục 6.8.4 ta bố trí cốt thép đai trong cột như sau:

- Trong khoảng vựng tới hạn bố trớ cốt đai ỉ8a100

- Đoạn cũn lại bố trớ cốt đai ỉ8a200

5.6.3.4 Kết quả tính toán cốt thép cột trục 1 và trục B

Bảng chi tiết tính toán thép cột tầng điểm hình: [Xem mục 2.3, Phụ lục 2]

(Bản vẽ thiết kế - KC_07; KC_08; KC_09; KC_10)

5.6.4 Tính toán - thiết kế vách

5.6.4.1 Phương pháp vùng biên chịu Moment

Thông thường, các vách cứng dạng công xôn phải chịu tổ hợp nội lực sau: N, Mx,

Vách cứng được bố trí trên mặt bằng để chịu tải trọng ngang tác động song song với mặt phẳng của nó, chủ yếu tập trung vào khả năng chịu lực theo hướng này Do đó, khả năng chịu mô men ngoài mặt phẳng của vách cứng có thể bỏ qua, vì lực chủ yếu tác dụng theo hướng ngang và không gây ra tác động mô men lớn Thiết kế vách cứng nhằm tối ưu khả năng chịu tải trọng ngang, giữ vững kết cấu và đảm bảo an toàn cho toàn bộ công trình.

Mx và lực cắt theo phương vuông góc với mặt phẳng Qy, chỉ xét tổ hợp nội lực gồm: N,

Hình 5.12 trình bày nội lực trong vách, trong đó phương pháp thiết kế đặt cốt thép tại vùng biên hai đầu vách nhằm chịu toàn bộ moment uốn Lực dọc trục được giả thiết phân bố đều trên toàn bộ chiều dài của vách, đảm bảo khả năng chịu lực hiệu quả và an toàn cấu kiện.

5.6.4.2 Các giả thuyết cơ bản Ứng suất kéo do cốt thép chịu Ứng suất nén do bê tông và cốt thép chịu

Xét vách cứng chịu tải trọng Nz, My như sau:

Hình 5.13 - Biểu đồ ứng suất tại các điểm trên mặt cắt ngang của vách

5.6.4.3 Các bước tính toán cốt thép dọc cho vách

TÍNH TOÁN- THIẾT KẾ MÓNG

Tổng quan về nền móng

Móng là thành phần chịu toàn bộ tải trọng của công trình và truyền tải xuống nền đất một cách an toàn, đảm bảo không vượt quá giới hạn chịu lực của móng và nền Việc tính toán nền móng phải xem xét tổ hợp nội lực bất lợi nhất trong suốt quá trình thi công và sử dụng để đảm bảo tính an toàn và ổn định của công trình.

Việc tính toán nền móng theo biến dạng là một bước quan trọng để xác định chính xác kích thước móng phù hợp Quá trình này giúp đảm bảo độ lún của công trình không vượt quá giới hạn cho phép, từ đó nâng cao độ an toàn và ổn định của công trình xây dựng Phương pháp này thường được thực hiện dựa trên tổ hợp tải trọng tiêu chuẩn, giúp đảm bảo tính chính xác và đáng tin cậy trong thiết kế móng.

Việc tính toán theo cường độ đảm bảo nền móng không bị phá hoại do quá tải và duy trì ổn định về trượt, lật Xác định chiều cao móng và cốt thép dựa trên tải trọng tính toán là bước quan trọng để đảm bảo an toàn và độ bền của công trình.

Địa chất công trình

Mực nước ngầm ở độ sâu 3m so với mặt đất tự nhiên Từ mặt đất tự nhiên đến chiều sâu khảo sát là 80m , bao gồm các lớp đất:

Bảng 6.1- Số liệu khoan khảo sát địa chất

Số 2: UD5 Bụi cát màu xám đen trạng thái chảy 3.2÷ 4.3 1.1

Số 3b: UD5 Cát chứa sét màu xám xanh, trạng thái dẻo 4.3 ÷ 6.7 2.4 02

Số 4: UD5 Cát chứa bụi, sét màu vàng xám, trạng thái xốp đến chặt

Số 4a: UD5 Sét chứa cát màu nâu vàng, trạng thái dẻo cứng 18.9 ÷ 20.8 1.9 09

Số 4: UD5 Cát chứa bụi, sét màu vàng xám, trạng thái xốp đến chặt

Số 5: UD5 Sét nâu màu hồng, trạng thái cứng 36.3 ÷ 52.4 16.1 18 ÷ 24

Bảng 6.2 – Bảng tổng hợp địa chất

TC TC TC TTGH1 TTGH2 TC TTGH1 TTGH2

Dung trọng riêng tự nhiên (kN/m3) 20.3 20.0 20.43

Chỉ số dẻo (%) 11 16 4.75 - - 29 - - Độ sệt 0.58 0.22 0.09 - - - - -

Hệ số rỗng theo cấp tải trọng

Lựa chọn giải pháp móng

Lớp đất thứ 3 ngay dưới mặt đáy tầng hầm có khả năng chịu tải không cao và chiều dày nhỏ, do đó việc sử dụng móng nông như móng băng hay móng bè cho công trình 15 tầng và 1 tầng hầm thường không khả thi Thay vào đó, giải pháp tối ưu là sử dụng móng cọc, đặc biệt là đặt mũi cọc trên lớp đất thứ 4 vì lớp này có khả năng chịu tải khá và chiều dày lớn Ngoài ra, lớp đất thứ 5 có khả năng chịu tải tốt, phù hợp để làm móng chính cho công trình.

Phương án móng cọc khoan nhồi

6.4.1 Tính toán sức chịu tải

6.4.1.1 Chọn kích thước, vật liệu, chiều sâu chôn cọc

- Sơ bộ đường kính cọc 0.8m; mũi cọc ngàm vào lớp đất 4, tại cao trình -50.5m; cọc ngàm vào đài 0.15m và chiều dài đoạn đập đầu cọc 0.8m

- Vật liệu: Bêtông B30 (RbMpa); Cốt thép dọc chịu lực loại AIII (Rs65Mpa)

- Chọn sơ bộ cốt thép cột: khi tính toán cọc chịu uốn hàm lượng cốt thép dọc trong khoảng (0.4 ÷ 0.65)%

6.4.1.2 Theo vật liệu làm cọc

 R vl      cb cb ' R A + R A b b sc st 

 cb = 0.85: Hệ số điều kiện làm việc (mục 7.1.9 TCVN 10304 -2014)

 ’cb = 0.7: Hệ số kể đến việc thi công cọc (mục 7.1.9 TCVN 10304 -2014)

 : Hệ số kể đến ảnh hưởng uốn dọc

Chiều dài làm việc của cọc, theo Điều 7.1.8 TCVN 10304:2014, được xác định dựa trên phương pháp tính toán theo cường độ vật liệu, trong đó cọc được xem như một thanh ngàm cứng trong đất tại tiết diện nằm cách đáy đài một khoảng l1 Việc xác định chiều dài này là yếu tố quan trọng để đảm bảo khả năng chịu lực và độ bền của cọc trong các công trình xây dựng.

 lo: là chiều dài đoạn cọc kể từ đáy đài cao tới cao độ san nền Ở đây là cọc đài thấp nên lo = 0

 Hệ số biến dạng: 5 p c b kb

 bp = 0.8 + 0.5 = 1.1m (cọc có đường kính d ≥ 0.8)

 Eb = 32.5×10 6 (kN/m 2 ), mô đun vật liệu làm cọc

 I = 0.05×0.8 4 = 0.041 (m 4 ), moment quán tính tiết diện ngang cọc

 Xác định hệ số k, được tính trung bình qua các lớp đất (bảng A.1 TCVN 10304:2014)

Bảng 0.1 Hệ số tỉ lệ từng lớp đất

Lớp Tên lớp đất Chiều dày

3b Cát chứa sét màu xám xanh, trạng thái dẻo 2.4 0.58 7000

4 Cát chứa bụi, sét màu vàng xám, trạng thái xốp đến chặt 27.7 0.09 7000

4a Sét chứa cát màu nâu vàng, trạng thái dẻo cứng 1.9 0.22 12000

5 Sét nâu màu hồng, trạng thái cứng 16.1 < 0 18000

Xác định độ mảnh của cọc: l 1 6.45

        vl cb cb b b sc st

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

Sức chịu tải của cọc theo TCVN 10304-2014:

Rc,u = c(cq.qp.Ap + ucf.fi.li)

Các hệ số trong công thức:

Trong các điều kiện làm việc của cọc, hệ số điều kiện làm việc của cọc (c) được xác định dựa trên loại nền đất và độ bão hòa của đất Khi cọc tựa trên nền đất dính có độ bão hòa Sr 0 : cọc không bị nhổ, không cần kiểm tra điều kiện chống nhổ cọc

6.5.4 Kiểm tra ổn định khối móng quy ước

Góc ma sát trung bình theo chiều dài cọc :

Hình 6.3- Khối móng qui ước M2

Chiều dài khối móng qui ước :

LM = L – D + 2Lc.tg tb = 4 - 0.8 + 2×46×tg(6.30 0 ) = 13.35 (m)

Chiều rộng khối móng qui ước :

BM = B – D + 2Lc.tg tb = 4 - 0.8 + 2×46×tg(6.30 0 )= 13.35 (m)

Diện tích đáy khối móng quy ước: Fqu = 13.35×13.35 = 178.22 (m 2 )

Trong đó: L, B: chiều dài và chiều rộng đài cọc

Lc: chiều dài làm việc của cọc

 Xác định trọng lượng khối móng quy ước

Thể tích đài và cọc:

Thể tích đất trong móng khối qui ước:

 Trọng lượng móng khối qui ước:

 Trọng lượng của khối móng qui ước:

Trị tiêu chuẩn lực dọc xác định đến đáy khối móng quy ước :

 Cường độ tiêu chuẩn của đất nền ở đáy khối móng quy ước THGH II (TCVN

II II II II o tc

R m m Ab Bh Dc h k    (Công thứ 16 TCVN 9362-2012)

Hệ số điều kiện làm việc của đất nền (m1) và hệ số điều kiện làm việc của nhà hoặc công trình có tác dụng qua lại với nền (m2) được tra cứu theo Bảng 15 tại Điều 4.6.10 TCVN 9362:2012 Trong các trường hợp đất sét có độ sệt thấp, hệ số m1 được xác định là 1.2 và m2 là 1.1, đảm bảo tính chính xác trong thiết kế và tính toán công trình xây dựng trên nền đất này.

- ktc: Hệ số độ tin cậy tra theo Điều 4.6.11 TCVN 9362–2012, các đặc trưng tính toán lấy trực tiếp từ các bảng thống kê  ktc = 1

- A, B, D: Các hệ số không thứ nguyên lấy theo Bảng 14, TCVN 9362:2012, phụ thuộc vào góc ma sát trong II = 15.66 o  A = 0.348, B = 2.386, D = 4.947

- h: Chiều cao của khối móng quy ước, h = 40 (m)

- II: Dung trọng lớp đất từ đáy khối móng qui ước trở xuống

- II’: Dung trọng các lớp đất từ đáy khối móng qui ước trở lên

- cII: Giá trị lực dính đơn vị nằm trực tiếp dưới đáy móng, c = 113.64 (kN/m 2 )

 II = 10.94 kN/m 3 : dung trọng của đất dưới đáy khối mong quy ước

: dung trọng của đất trên đáy móng quy ước

- ho: Chiều sâu đến nền tầng hầm

- htđ : chiều sâu đặt móng tính đổi kể từ nền tầng hầm

- h1 : chiều dày lớp đất phía trên móng

- h2 : chiều dày kết cấu sàn tầng hầm

- kc : là giá trị trung bình trọng lượng thể tích kết cấu sàn hầm

Thay các giá trị vào, ta có sức chịu tải dưới đáy khối móng quy ước

 Áp lực tiêu chuẩn ở đáy khối móng quy ước

Moment chống uốn khối móng qui ước :

Mx tc = Mx tc + Qx tc× (hd + Lc) = -11.17+180.85× (1.5+46) = 8579.21 (kN.m)

My tc = My tc + Qy tc× (hd + Lc) = 90.54+54.49× (1.5+46) = 2678.82(kN.m) tc tc tc tc x y 2 max qu m m

        tc tc tc tc x y 2 min qu m m

Các điều kiện đều thỏa mãn: tc tc 2 σ max  597.45 1.2R   2139.19 (kN / m ) tc

Có thể tính lún của nền theo quan niệm nền biến dạng đàn hồi tuyến tính

 Kiểm tra độ lún của cọc Ứng suất do trọng lượng bản thân đặt tại mũi cọc: bt

= 500.92 (kN/m 2 ) Ứng suất gây lún tại mũi cọc: gl tb bt o o

Ta có,  bt o = 500.92 (kN/m 2 ) ≥ 5 gl o = 5×68.13 = 340.65 (kN/m 2 )

Vậy không cần tính lún

Hình 6.4 – Mặt cắt tháp xuyên thủng móng M2

Với góc lan tỏa ứng suất 45 độ, tháp xuyên thủng hình thành từ mép cột phủ đầu qua cọc, cho thấy đài móng được xem là tuyệt đối cứng Điều này đảm bảo điều kiện chống nún thủng (chọc thủng đài bởi cột), cung cấp sự an toàn và ổn định cho công trình.

6.5.6 Tính thép cho đài cọc bằng Safe

Hình 6.5- Biểu đồ moment theo phương X móng M2

2231.9307 2231.9307 strip b  = 1115.96 (kN.m) Bê tông B30 có Rb(MPa), thép AIII có Rs

= 2093.56 (mm 2 /m)= 20.935(cm 2 /m) Chọn thộp ỉ20a150, Fa 947 (cm 2 /m)

- Thộp lớp trờn bố trớ cấu tạo ỉ16a200 cú Fa = 10.05(cm 2 )

Hình 6.6- Biểu đồ moment theo phương Y móng M2

2200.7969 2200.7969 strip b  = 1100.39 (kNm) Bê tông B30 có Rb(MPa), thép AIII có Rs

Thiết kế móng M1 (Trục 1-A)

Bảng 6.8- Giá trị tổ hợp nội lực trong móng M1

Nội lực Tính toán Tiêu chuẩn

6.6.2 Chọn chiều sâu chôn móng

- Chọn chiều sâu chôn móng hm = 4.5m so với cao độ tự nhiên, chọn chiều rộng đài

- Chọn chiều cao đài hđ = 1.5m

6.6.3 Xác định số cọc và kích thước đài cọc n = 1.2 tt tk

- Xác định tải trọng tác dụng lên đầu cọc:

 N d tt : Tổng tải trọng thẳng đứng tác động xuống đáy đài n : Số lượng cọc trong móng

Mx : Moment quay quanh trục x

M y : Moment quay quanh trục y x : Toạ độ cọc cần xác định tải trong toạ độ x ở đáy đài x i

Trong phân tích kết cấu, toạ độ cọc thứ i trong hệ tọa độ x của đáy đài được xác định là yếu tố quan trọng để đảm bảo tính chính xác của mô hình Tương tự, toạ độ cọc cần xác định tải trọng ứng với hệ toạ độ y tại đáy đài để đánh giá khả năng chịu lực của kết cấu Ngoài ra, toạ độ cọc thứ i trong hệ toạ độ y của đáy đài cũng đóng vai trò then chốt trong việc xác định vị trí chính xác của các cọc trong tổng thể kết cấu Việc xác định chính xác các toạ độ này giúp tối ưu hóa tính ổn định và an toàn của công trình xây dựng.

Diện tích của đài cọc : Fđ = 8×4.8 = 38.4 (m 2 )

Trọng lượng của đài : Nđ = Fđ  tb  hd = 38.4251.5 = 1440(kN)

Tổng tải trọng của công trình và trọng lượng của đất, đài cọc :

Vậy lực tác dụng lên đầu cọc xác định theo công thức :

Hình 6.9- Kết quả phản lực đầu cọc từ mô hình(Sử dụng phần mềm Safe)

Cường độ Pmax của cọc là 37.37 kN, tương ứng với khả năng chịu tải của cọc đơn là 3700 kN Khi cọc được thi công theo nhóm, cần phải tính đến hệ số nhóm để đảm bảo độ ổn định và tải trọng phân bổ hợp lý Việc xác định chính xác khả năng chịu tải của cọc nhóm giúp tối ưu hóa kết cấu và nâng cao độ bền của công trình xây dựng.

 Bảng tổng hợp kết quả phản lực đầu cọc: [Xem phụ lục 2, mục 2.5.1]

Hệ số nhóm  được tính theo công thức Field

Sức chịu tải nhóm cọc: hom 3700 0.761 6 3700 16894.2( ) N tt 15622 n c

Vậy thỏa điều kiện sức chịu tải của nhóm cọc

 Pmax = 2437.37(kN) < 0.761x3700(15.7 (kN) : thoả yêu cầu

 Pmin = 1323.96(kN) > 0 : cọc không bị nhổ, không cần kiểm tra điều kiện chống nhổ cọc

 4  Chiều dài khối móng qui ước :

LM = L – D + 2Lc.tg tb = 8 - 0.8 + 2×46×tg(6.30 0 ) = 17.35 (m)

BM = B – D + 2Lc.tg tb = 4.8 - 0.8 + 2×46×tg(6.30 0 )= 14.15(m)

Diện tích đáy khối móng quy ước: Fqu = 17.35x14.15 = 245.5 (m 2 )

II II II II o tc

= 1786.68 (kN/m 2 ) Áp lực tiêu chuẩn ở đáy khối móng quy ước

577.98( / 245.5 709.91 709.91 m m m tc tc tc tc m x y qu m m tc tc tc tc m x y qu m m

Các điều kiện đều thỏa mãn:

577.98 0( / ) tc tc tc tc tb tc

= 500.92 (kN/m 2 ) Ứng suất gây lún tại mũi cọc: gl tb bt o o

Ta có,  bt o = 500.92 (kN/m 2 ) ≥ 5 gl o = 5×77.41 = 387.05 (kN/m 2 ), Không cần tính lún

6.6.5 Kiểm tra xuyên thủng Để kiểm tra xuyên thủng cho đài móng M1 ta quy đổi tiết diện vách về tiết diện vuông tương đương với diện tích cạnh gần bằng 1340 mm

Theo TCVN 5574:2012 ta có công thức tính toán nén thủng

F là lực nén thủng bằng lực nén thủng lên tháp trừ đi một phần tải trọng chống lại nén thủng

Hệ số α dùng cho bê tông nặng là α = 1 Giá trị trung bình của chu vi đáy trên và đáy dưới của tháp nén thủng được ký hiệu là u m Chiều cao làm việc của đài móng được tính bằng h₀ = h - a50, trong đó h₀ tính bằng millimet và thể hiện chiều cao làm việc thực tế của đài móng theo thiết kế.

Hình 6.10- Tháp xuyên thủng móng M1

Vậy thoả điều kiện xuyên thủng

6.6.6 Tính thép cho đài cọc bằng SAFE

3910.3982 3910.3982 strip b  = 977.59 (kN.m) Bê tông B30 có Rb(MPa), thép AIII có Rs

= 1823.42 (mm 2 /m)= 18.23(cm 2 /m) Chọn thộp ỉ20a170, Fa.48 (cm 2 /m)

8 strip 2 4 b  76.14 (kNm) Bê tông B30 có Rb(MPa), thép AIII có Rs

= 3579.31(mm 2 /m)= 35.79(cm 2 /m) Chọn thộp ỉ28a170, Fa= 36.22(cm 2 /m)

Thiết kế móng M3 (Trục 2-B)

Bảng 6.9- Giá trị tổ hợp nội lực trong móng M3

- Chọn chiều cao đài hđ = 1.5m

6.7.3 Xác định số cọc và kích thước đài cọc n = 1.4 tt tk

- Xác định tải trọng tác dụng lên đầu cọc:

 N d tt : Tổng tải trọng thẳng đứng tác động xuống đáy đài n : Số lượng cọc trong móng

Mx : Moment quay quanh trục x

M y : Moment quay quanh trục y x : Toạ độ cọc cần xác định tải trong toạ độ x ở đáy đài x i

Trong quá trình thi công móng, việc xác định toạ độ cọc là rất quan trọng Toạ độ cọc thứ i trong toạ độ x của đáy đài giúp định vị chính xác vị trí của cọc trên trục ngang Tương tự, toạ độ cọc cần xác định tải trong toạ độ y ở đáy đài đảm bảo phân bổ tải trọng đúng vị trí, tăng độ bền cho móng Cuối cùng, toạ độ cọc thứ i trong toạ độ y của đáy đài cho biết vị trí của cọc theo chiều dọc, hỗ trợ quá trình thi công và tính toán tải trọng chính xác hơn.

Diện tích của đài cọc : Fđ = 5×5 = 25 (m 2 )

Trọng lượng của đài : Nđ = Fđ  tb  hd = 25251.5 = 937.5(kN)

Tổng tải trọng của công trình và trọng lượng của đất, đài cọc :

Hình 6.14- Kết quả phản lực đầu cọc từ mô hình(Sử dụng phần mềm Safe)

Cọc có thể chịu tải tối đa Pmax là 37.33 kN, tương ứng với khả năng chịu tải của cọc là 3700 kN trong trường hợp cọc đơn Khi thi công theo nhóm, cần xem xét hệ số nhóm để đánh giá khả năng chịu tải tổng thể của hệ cọc Việc tính toán chính xác hệ số nhóm giúp đảm bảo độ bền và ổn định cho công trình xây dựng.

Sức chịu tải nhóm cọc: hom 3700 0.87 5 3700 16095( ) N tt 15867.43 n c

 Pmax = 2237.33(kN) < 0.87x3700219 (kN) : thoả yêu cầu

LM = L – D + 2Lc.tg tb = 5 - 0.8 + 2×46×tg(6.30 0 ) = 14.35 (m)

BM = B – D + 2Lc.tg tb = 5 - 0.8 + 2×46×tg(6.30 0 )= 14.35(m)

Diện tích đáy khối móng quy ước: Fqu = 14.35x14.35 = 205.92 (m 2 )

II II II II o tc

590.35( / ) 205.92 492.49 492.49 m m m tc tc tc tc m x y qu m m tc tc tc tc m x y qu m m t

Các điều kiện đều thỏa mãn:

590.35 0( / ) tc tc tc tc tb tc

 o = ∑γ×Zc = 2.2×10.7+1.9×10+27.7×10.94+14.2×10.94 = 500.92 (kN/m 2 ) Ứng suất gây lún tại mũi cọc: gl tb bt o o

Ta có,  bt o = 500.92 (kN/m 2 ) ≥ 5 gl o = 5×89.43 = 447.15 (kN/m 2 )

Vậy không cần tính lún

Hình 6.15 trình bày sơ đồ hình thành tháp chọc thủng dưới cột bê tông cốt thép, thể hiện quá trình tính toán xuyên thủng đài cọc chịu nén do cột lệch tâm Phương trình xác định công thức tính bao gồm biểu thức er cot 2 cot 1, giúp đánh giá khả năng chịu lực của đài cọc trong các điều kiện lệch tâm Các phân tích này đóng vai trò quan trọng trong thiết kế kết cấu bê tông cốt thép nhằm đảm bảo an toàn và tối ưu hóa hiệu quả chịu lực của công trình.

Trong phân tích cột móng, phản lực của tất cả các cọc nằm về một bên so với trục cột được tính dựa trên tổng phản lực lớn hơn giữa các cọc, sau đó trừ đi phản lực của các cọc nằm trong phạm vi tháp xuyên thủng cùng bên đó Chiều cao làm việc của tiết diện đài cọc, hay còn gọi là ho, được xác định bằng công thức ho = 1.5 - 0.2 = 1.3 mét, đảm bảo tính chính xác trong quá trình thiết kế và thi công.

Hệ số lấy bằng 1 đối với đài cọc đổ toàn khối, đảm bảo khả năng chịu lực tối đa của móng Khoảng cách từ mép cột tới mặt bên của cọc nằm ngoài phạm vi tháp chọc thủng (ci) đóng vai trò quan trọng trong thiết kế và bảo đảm an toàn công trình Kích thước cột (bcot, hcot) cần được xác định chính xác, trong đó cọc tròn được quy đổi về cọc vuông có cùng diện tích để thuận tiện trong tính toán và thi công.

Bảng 6.10- Bảng nội phản lực đầu cọc móng M3

Node Point OutputCase CaseType Fx Fy Fz

Hình 6.16- Mặt bằng cọc vuông qui về cùng diện tích er

 Thỏa điều kiện đài tuyệt đối cứng, không bị xuyên thủng

6.7.6 Tính thép cho đài cọc bằng SAFE

4 strip 2 5 b  = 1904.94 (kN.m) Bê tông B30 có Rb(MPa), thép AIII có Rs

= 3646.84 (mm 2 /m)= 36.46(cm 2 /m) Chọn thộp ỉ28a160, Fa8.48 (cm 2 /m)

2 strip 2 5 b  = 1904.90 (kNm) Bê tông B30 có Rb(MPa), thép AIII có Rs 365(MPa)

= 3646.84(mm 2 /m)= 36.46(cm 2 /m) Chọn thộp ỉ28a160, Fa8.48 (cm 2 /m)

Thiết kế móng lõi thang (M4)

Bảng 6.11- Giá trị nội lực dưới chân vách móng M4

- Chọn chiều cao đài hđ = 2m

6.8.3 Xác định số cọc và kích thước đài cọc n = 1.4 tt tk

Hình 6.20- Bố trí cọc khoan nhồi móng lõi thang

 Diện tích của đài cọc : Fđ = 18.4×13.6 = 250.24(m 2 )

 Trọng lượng của đài : Nđ = Fđ  tb  hd = 250.24252 = 12512 (kN)

 Tổng tải trọng của công trình và trọng lượng của đất, đài cọc :

Hình 6.21- Phản lực đầu cọc móng lõi thang

Cột chịu lực của cọc có công suất Pmax là 38 kN, trong khi khả năng chịu tải của cọc đơn lên đến 3700 kN Khi sử dụng nhiều cọc làm việc nhóm, cần phải xem xét hệ số nhóm để đảm bảo tính chính xác trong tính toán chịu lực, giúp tối ưu hóa khả năng chịu tải tổng thể của công trình.

Sức chịu tải nhóm cọc: hom 3700 0.74 48 3700 131424( ) N tt 116811.24 n c

 Pmax = 2638(kN) < 0.74x3700'38(kN) : thoả yêu cầu

LM = L – D + 2Lc.tg tb = 18.4 - 0.8 + 2×46×tg(6.30 0 ) = 27.75(m)

BM = B – D + 2Lc.tg tb = 13.6 - 0.8 + 2×46×tg(6.30 0 )= 22.95 (m)

Diện tích đáy khối móng quy ước: Fm = 27.75 ×22.95 = 636.86 (m 2 )

II II II II o tc

Moment chống uốn khối móng quy ước :

0.86 945 m m m tc tc tc tc m x y qu m m tc tc tc tc m x y qu m m

711.66( / ) 636.86 tc tc m tb qu kN m

Các điều kiện đều thỏa mãn :

707.12 0( / ) tc tc tc tc tb tc

Vậy điều kiện nền đất dưới khối móng quy ước được thỏa

 Kiểm tra độ lún của cọc Ứng suất do trọng lượng bản thân đặt tại mũi cọc:

 bt o = ∑γ×Zc = 2.2×10.7+1.9×10+27.7×10.94+14.2×10.94 = 500.92 (kN/m 2 ) Ứng suất gây lún tại mũi cọc: gl tb bt o o

     , cần phải kiểm tra lún

Bề dày phân tố lớp đất tính lún: chọn h = 1(m)

 Ứng suất gây lún từng lớp:  gl k o P gl (k o tra bảng dựa vào z/b, l/b)

 Ứng suất bản thân:  bt   z   tn h

 Độ lún của nền đất: i n i i i i h e e

Ứng suất của bản thân của đất, được ký hiệu là σ_bt, thường đạt mức ≥ 5σ_gl đối với các lớp đất tốt hoặc bình thường, phản ánh khả năng chịu lực của đất trong các điều kiện đất không xấu Trong khi đó, đối với các lớp đất xấu, ứng suất bản thân của đất thường vượt qua mức ≥ 10σ_gl, cho thấy độ chịu lực và khả năng ổn định của đất yếu hơn Các chỉ số này giúp đánh giá chính xác tình trạng đất và ảnh hưởng đến các phương án thiết kế móng, xây dựng công trình.

 Thống kê địa chất cho thấy lớp đất tốt, nên ta tính lún đến độ sâu có  bt 5 gl

Bảng 6.12- Bảng tính lún móng M4

Dựa vào kết quả trong bảng nhận thấy bt gl i 5 i

Công thức tính tổng độ lún:

  Thỏa điều kiện về tính lún

Theo TCVN 5574:2012 ta có công thức tính toán nén thủng

F là lực nén thủng bằng lực nén thủng lên tháp trừ đi một phần tải trọng chống lại nén thủng

Hệ số α dùng cho bê tông nặng có giá trị bằng 1, thể hiện tính chất chịu lực của loại bê tông này Giá trị trung bình của chu vi đáy trên và đáy dưới của tháp nén thủng là u m, phản ánh kích thước của kết cấu Chiều cao làm việc của đài móng h₀ là 1950mm, phù hợp với tiêu chuẩn thiết kế để đảm bảo độ bền và an toàn của công trình.

Hình 6.22- Tháp xuyên thủng móng lõi thang

Thoả điều kiện xuyên thủng

6.8.6 Tính thép cho đài cọc

Hình 6 23- Biểu đồ momen theo phương X móng M4

5 strip 6 8 b  = 3030.22 (kN.m) Bê tông B30 có Rb(MPa), thép AIII có Rs 365(MPa)

= 4359.45 (mm 2 /m)= 43.59(cm 2 /m) Chọn thộp ỉ28a140, FaC.98 (cm 2 /m)

Hình 6.24- Biểu đồ momen theo phương Y móng M4

2 strip 9 2 b  48.51 (kN.m) Bê tông B30 có Rb(MPa), thép AIII có

= 2361.36 (mm 2 /m)= 23.61(cm 2 /m) Chọn thộp ỉ20a130, Fa$.16 (cm 2 /m)

SƠ ĐỒ KẾT CẤU VỀ CÔNG TRÌNH 3 1.1 Tổng quan 3 1.2 Chiều cao công trình 4 1.3 Tính toán dao động công trình 4 1.3.1 Thông số tính gió động 4

Kết quả tính toán cốt thép tất cả các thành phần cấu kiện công trình đã được trình bày rõ ràng để đảm bảo tính chính xác và tối ưu Các kết quả tính thép sàn cho thấy khả năng chịu lực tốt, phù hợp với thiết kế kỹ thuật Kết quả tính thép dầm tầng điển hình phản ánh khả năng chịu lực của các thành phần này trong các công trình nhiều tầng Các tính toán thép cột cho thấy sự đảm bảo về độ bền vững và khả năng chịu lực vượt mức yêu cầu thiết kế Riêng phần kiểm tra vách đảm bảo tính ổn định và an toàn cho toàn bộ cấu kiện đứng Phân tích phản lực đầu cọc theo phương pháp SAFE cung cấp số liệu chính xác cho các móng trục, trong đó móng M1 (trục 1-A), Móng M2 (trục 1-D), Móng M3 (trục 2-B) và Móng lõi thang M4 đều được đánh giá rõ ràng về khả năng chịu lực và độ an toàn, đảm bảo sự vững chắc của toàn bộ công trình.

NỘI LỰC – PHẢN LỰC 373.1 Nội lực tính toán sàn 373.2 Nội lực dầm 383.3 Nội lực vách 383.4 Phản lực chân cột, lõi thang 38

Dưới đây là các bảng chính trong bài viết: Bảng 1.1 trình bày chiều cao công trình, giúp xác định quy mô kiến trúc Bảng 1.2 mô tả mode dao động và chu kỳ để phân tích động học công trình Bảng 1.3 xác định tâm khối lượng và tâm cứng, cung cấp dữ liệu quan trọng cho phân tích cấu trúc Bảng 1.4 xác định dạng dao động của 12 mode dao động khác nhau, hỗ trợ trong thiết kế và dự phòng động đất Các bảng từ 2.1 đến 2.9 tập trung vào tính toán và tổng hợp cốt thép cũng như phản lực tại các móng, cột, dầm và vách, đảm bảo tính an toàn và độ bền của công trình.

Hình 1.1 - Mô hình công trình 3Hình 3.1 - Dải Strip theo phương X 33Hình 3.2 – Dải Strip theo phương Y 33

SƠ ĐỒ KẾT CẤU VỀ CÔNG TRÌNH

Trong phần này đồ án xin trình bày một số thông tin liên quan để làm rõ thêm phần thuyết minh Phần này bao gồm:

- Các thông tin, dữ liệu để tính dao động, động đất, tải trọng cho công trình

- Kết quả thiết kế cốt thép cho các cấu kiện dầm, sàn, cột, vách

- Một phần thông tin về nội lực thiết kế các cấu kiện, dầm sàn cột vách

Hình 1.1 - Mô hình công trình

Bảng 1.1 – Chiều cao công trình

1.3 Tính toán dao động công trình

1.3.1 Thông số tính gió động

Bảng 1.2 – Mode dao động và chu kì

Bảng 1.3 – Tâm khối lượng và tâm cứng

Story Diaphragm XCM YCM XCR YCR

TANG MAI D1 27.907 23.316 27.612 23.3 TANG 15 D1 27.911 23.331 27.618 23.3 TANG 14 D1 27.911 23.331 27.623 23.3 TANG 13 D1 27.911 23.331 27.625 23.3 TANG 12 D1 27.911 23.331 27.627 23.3 TANG 11 D1 27.911 23.331 27.63 23.3 TANG 10 D1 27.91 23.331 27.635 23.3 TANG 9 D1 27.91 23.331 27.642 23.3 TANG 8 D1 27.91 23.331 27.653 23.3 TANG 7 D1 27.91 23.331 27.67 23.3 TANG 6 D1 27.91 23.33 27.696 23.3 TANG 5 D1 27.91 23.33 27.734 23.3 TANG 4 D1 27.91 23.33 27.789 23.3 TANG 3 D1 27.91 23.33 27.869 23.3 TANG 2 D1 27.91 23.33 27.978 23.3 TANG 1 D1 27.872 23.332 28.079 23.3 Bảng 1.4 – Xác định dạng dao động của 12 mode dao động

Mode Period UX UY UZ RX RY RZ

Dạng dao động Tần số

KẾT QUẢ TÍNH TOÁN CỐT THÉP

2.1 Kết quả tính thép sàn

Bảng 2.1 – Kết quả tính toán thép sàn theo phương X

(mm²) μ% Bố trí As chọn

Bảng 2.2 – Kết quả tính toán thép sàn theo phương Y

(mm²) μ% Bố trí As chọn

2.2 Kết quả tính thép dầm tầng điển hình

Bảng 2.3 – Bảng tổng hợp tính toán cốt thép dầm

Beam M 3 (kN.m) b(cm) h(cm) a(cm) As(cm²) μ% Chọn thép Asc

2.3 Kết quả tính toán thép cột

Bảng 2.4 – Bảng tính toán cốt thép cột

Story Column Load P(kN) M y (kN.m) M x (kN.m) L(m) Cx(cm) Cy(cm) a(cm) THLT As(cm²) μ% Chọn thép Ghi chú As(cm²) chọn

TANG MAI C9 COMB9 -426.59 -178.68 -260.92 3.5 40 40 4 LTL 74.500704 5.17366 20ỉ22 Phuong X 76

TANG 15 C9 COMB9 -859.46 -159.35 -223.29 3.5 40 40 4 LTL 50.314736 3.4940789 16ỉ22 Phuong X 60.8 TANG 14 C9 COMB13 -1301.19 -150.46 -227.11 3.5 40 40 4 LTB 46.756225 3.2469601 16ỉ22 Phuong X 60.8 TANG 13 C9 COMB13 -1740.64 -146.17 -226.85 3.5 40 40 4 LTB 55.872808 3.8800561 16ỉ22 Phuong X 60.8 TANG 12 C9 COMB13 -2183.15 -112.87 -175.87 3.5 40 40 4 LTRB 58.754123 4.0801474 16ỉ22 Phuong X 60.8 TANG 11 C9 COMB12 -2686.94 -151.17 -284.33 3.5 50 50 5 LTRB 62.022842 2.7565707 20ỉ22 Phuong X 76 TANG 10 C9 COMB13 -3126.15 -162.00 -255.78 3.5 50 50 5 LTRB 45.341709 2.0151871 12ỉ22 Phuong X 45.59 TANG 9 C9 COMB13 -3605.19 -156.41 -258.98 3.5 50 50 5 LTRB 52.016003 2.3118224 16ỉ22 Phuong X 60.8 TANG 8 C9 COMB7 -4133.67 -101.52 -201.77 3.5 50 50 5 LTRB 46.965613 2.0873606 16ỉ22 Phuong X 60.8 TANG 7 C9 COMB7 -4644.80 -134.48 -276.93 3.5 60 60 5 LTRB 19.410382 0.5881934 8ỉ22 Phuong X 30.4 TANG 6 C9 COMB7 -5161.68 -114.00 -248.12 3.5 60 60 5 LTRB 27.680782 0.8388116 8ỉ22 Phuong X 30.4 TANG 5 C9 COMB7 -5680.65 -106.43 -249.00 3.5 60 60 5 LTRB 41.513243 1.2579771 12ỉ22 Phuong X 45.59 TANG 4 C9 COMB7 -6202.13 -75.63 -193.63 3.5 60 60 5 LTRB 48.359564 1.4654413 16ỉ22 Phuong X 60.8 TANG 3 C9 COMB7 -6740.99 -88.82 -242.38 3.5 70 70 5 LTRB 10.784965 0.2370322 8ỉ22 Phuong X 30.4 TANG 2 C9 COMB7 -7280.63 -72.56 -213.12 3.5 70 70 5 LTRB 22.918816 0.5037102 8ỉ22 Phuong X 30.4 TANG 1 C9 COMB7 -7805.30 -62.33 -201.90 3 70 70 5 LTRB 36.500713 0.8022135 12ỉ22 Phuong X 45.59 TANG

1.3 70 70 5 LTRB 51.030157 1.1215419 16ỉ22 Phuong X 60.8 TANG MAI C10 COMB13 -877.12 -72.65 -97.73 3.5 40 40 4 LTL 9.1961109 0.6386188 8ỉ25 Phuong X 39.25 TANG 15 C10 COMB13 -1689.07 -65.32 -88.48 3.5 40 40 4 LTRB 7.4557063 0.5177574 8ỉ25 Phuong X 39.25 TANG 14 C10 COMB13 -2513.89 -63.50 -85.61 3.5 40 40 4 LTRB 24.375959 1.6927749 8ỉ25 Phuong X 39.25 TANG 13 C10 COMB7 -3344.57 -52.54 -85.28 3.5 40 40 4 LTRB 46.306874 3.2157552 12ỉ25 Phuong X 58.88

TANG 10 C10 COMB1 -5934.78 -57.89 -79.55 3.5 50 50 5 LTRB 79.557102 3.5358712 20ỉ25 Phuong X 98.12 TANG 9 C10 COMB1 -6783.22 -53.96 -72.03 3.5 50 50 5 LTRB 105.71615 4.6984957 20ỉ28 Phuong X 123.09 TANG 8 C10 COMB1 -7646.51 -39.25 -51.48 3.5 50 50 5 LTRB 132.33306 5.8814693 24ỉ28 Phuong X 147.71 TANG 7 C10 COMB1 -8520.17 -51.36 -66.84 3.5 60 60 5 LTRB 111.81837 3.3884354 20ỉ28 Phuong X 123.09 TANG 6 C10 COMB1 -9397.35 -41.78 -52.19 3.5 60 60 5 LTRB 138.6633 4.2019181 24ỉ28 Phuong X 147.71 TANG 5 C10 COMB1 -10289.29 -36.85 -41.91 3.5 60 60 5 LTRB 165.95993 5.0290889 28ỉ28 Phuong X 172.41 TANG 4 C10 COMB1 -11196.32 -24.15 -25.02 3.5 60 60 5 LTRB 193.71838 5.870254 24ỉ32 Phuong X 193.02 TANG 3 C10 COMB1 -12125.96 -28.19 -22.43 3.5 70 70 5 LTRB 167.88522 3.689785 24ỉ32 Phuong Y 193.02 TANG 2 C10 COMB1 -13064.33 -10.57 -9.59 3.5 70 70 5 LTRB 196.56384 4.3200844 28ỉ32 Phuong Y 225.19 TANG 1 C10 COMB1 -14014.81 -2.66 -0.04 3 70 70 5 LTRB 225.61257 4.9585181 28ỉ32 Phuong Y 225.19 TANG

TANG MAI C11 COMB10 -751.74 26.18 239.22 3.5 40 40 4 LTL 33.8427 2.3501875 8ỉ25 Phuong X 39.25

TANG 14 C11 COMB6 -2238.69 15.24 212.35 3.5 40 40 4 LTRB 56.873431 3.9495438 12ỉ25 Phuong X 58.88 TANG 13 C11 COMB6 -2991.49 15.03 206.47 3.5 40 40 4 LTRB 62.973314 4.3731468 16ỉ25 Phuong X 78.5 TANG 12 C11 COMB6 -3754.58 11.10 161.96 3.5 40 40 4 LTRB 69.200941 4.8056209 16ỉ25 Phuong X 78.5

TANG 10 C11 COMB6 -5311.21 14.44 238.63 3.5 50 50 5 LTRB 78.709199 3.4981866 20ỉ25 Phuong X 98.12 TANG 9 C11 COMB6 -6104.03 14.19 229.35 3.5 50 50 5 LTRB 99.157222 4.4069876 20ỉ28 Phuong X 123.09 TANG 8 C11 COMB1 -7058.69 9.53 124.56 3.5 50 50 5 LTRB 114.20943 5.0759746 20ỉ28 Phuong X 123.09 TANG 7 C11 COMB1 -7905.55 11.98 159.16 3.5 60 60 5 LTRB 93.008742 2.8184467 16ỉ28 Phuong X 98.52 TANG 6 C11 COMB1 -8762.07 10.27 126.95 3.5 60 60 5 LTRB 119.2214 3.6127696 20ỉ28 Phuong X 123.09 TANG 5 C11 COMB1 -9633.16 9.88 107.57 3.5 60 60 5 LTRB 145.87995 4.4206045 24ỉ28 Phuong X 147.71 TANG 4 C11 COMB1 -10520.12 7.65 67.92 3.5 60 60 5 LTRB 173.02418 5.2431569 24ỉ32 Phuong X 193.02 TANG 3 C11 COMB1 -11435.22 6.08 65.02 3.5 70 70 5 LTRB 146.77471 3.2258177 20ỉ32 Phuong X 160.85

1.3 70 70 5 LTRB 231.63087 5.0907884 32ỉ32 Phuong Y 257.36 TANG MAI C15 COMB12 -437.10 82.06 -224.69 3.5 40 40 4 LTL 48.265675 3.351783 16ỉ22 Phuong X 60.8

TANG 14 C15 COMB12 -1359.89 71.10 -192.54 3.5 40 40 4 LTB 29.156943 2.0247877 8ỉ22 Phuong X 30.4 TANG 13 C15 COMB12 -1816.59 72.58 -192.41 3.5 40 40 4 LTB 40.958263 2.8443239 12ỉ22 Phuong X 45.59 TANG 12 C15 COMB12 -2267.95 56.25 -148.50 3.5 40 40 4 LTRB 35.183593 2.4433051 12ỉ22 Phuong X 45.59 TANG 11 C15 COMB12 -2736.55 90.49 -240.08 3.5 50 50 5 LTRB 27.093903 1.2041735 8ỉ22 Phuong X 30.4 TANG 10 C15 COMB12 -3209.37 82.61 -214.38 3.5 50 50 5 LTRB 25.480102 1.132449 8ỉ22 Phuong X 30.4 TANG 9 C15 COMB7 -3691.10 73.34 -221.71 3.5 50 50 5 LTRB 37.435425 1.6637967 12ỉ22 Phuong X 45.59 TANG 8 C15 COMB7 -4155.61 56.79 -169.84 3.5 50 50 5 LTRB 39.285518 1.746023 12ỉ22 Phuong X 45.59 TANG 7 C15 COMB7 -4631.73 78.26 -232.27 3.5 60 60 5 LTRB 9.7416358 0.2952011 8ỉ22 Phuong X 30.4 TANG 6 C15 COMB7 -5107.14 72.06 -207.86 3.5 60 60 5 LTRB 19.285429 0.5844069 8ỉ22 Phuong X 30.4

TANG 4 C15 COMB7 -6038.97 59.76 -161.53 3.5 60 60 5 LTRB 39.828092 1.2069119 12ỉ22 Phuong X 45.59 TANG 3 C15 COMB7 -6509.57 76.95 -201.40 3.5 70 70 5 LTRB 0.3883592 0.0085354 8ỉ22 Phuong X 30.4 TANG 2 C15 COMB7 -6975.16 69.57 -176.76 3.5 70 70 5 LTRB 11.211002 0.2463957 8ỉ22 Phuong X 30.4

2.4 Kết quả tính toán kiểm tra vách

Bảng 2.5 – Kết quả tính toán cốt thép vách P4-P4’

A s biên chọn (cm 2 ) m biên chọn

A s giữa chọn (cm²) m giữa chọn

0.41 TANG 15 P4 -567.1 -52.9 303.6 3.5 3 0.3 0.30 0.02 8d14 12.32 0.67 CT CT 14d14 21.55 0.41 TANG 14 P4 -1480.1 83.6 -331.0 3.5 3 0.3 CT CT 8d14 12.32 0.67 CT CT 14d14 21.55 0.41 TANG 13 P4 -1926.5 83.9 -318.8 3.5 3 0.3 CT CT 8d14 12.32 0.67 CT CT 14d14 21.55 0.41 TANG 12 P4 -2358.3 80.7 -319.6 3.5 3 0.3 CT CT 8d14 12.32 0.67 CT CT 14d14 21.55 0.41 TANG 11 P4 -2794.6 79.3 -319.4 3.5 3 0.3 CT CT 8d14 12.32 0.67 CT CT 14d14 21.55 0.41 TANG 10 P4 -3212.4 78.5 -311.7 3.5 3 0.3 CT CT 8d14 12.32 0.67 CT CT 14d14 21.55 0.41 TANG 9 P4 -3611.6 78.8 -310.8 3.5 3 0.3 CT CT 8d14 12.32 0.67 CT CT 14d14 21.55 0.41 TANG 8 P4 -4009.5 76.5 -312.8 3.5 3 0.3 CT CT 8d14 12.32 0.67 CT CT 14d14 21.55 0.41 TANG 7 P4 -4398.3 75.2 -314.1 3.5 3 0.3 CT CT 8d14 12.32 0.67 CT CT 14d14 21.55 0.41 TANG 6 P4 -4771.2 74.5 -317.5 3.5 3 0.3 CT CT 8d14 12.32 0.67 CT CT 14d14 21.55 0.41 TANG 5 P4 -5308.2 77.2 -241.9 3.5 3 0.3 CT CT 8d14 12.32 0.67 CT CT 14d14 21.55 0.41 TANG 4 P4 -5719.7 76.8 -235.5 3.5 3 0.3 CT CT 8d14 12.32 0.67 CT CT 14d14 21.55 0.41 TANG 3 P4 -6116.0 76.3 -232.0 3.5 3 0.3 CT CT 8d14 12.32 0.67 CT CT 14d14 21.55 0.41 TANG 2 P4 -6477.4 -27.9 288.2 3.5 3 0.3 CT CT 8d14 12.32 0.67 CT CT 14d14 21.55 0.41

TANG 1 P4 -6941.7 -31.5 328.3 3 3 0.3 CT CT 8d14 12.32 0.67 CT CT 14d14 21.55 0.41

0.23 TANG 15 P5 -901.0 217.6 -592.9 3.5 2.6 0.6 2.80 0.09 8d14 12.32 0.39 CT CT 14d14 21.55 0.23 TANG 14 P5 -1338.5 288.0 -617.0 3.5 2.6 0.6 0.66 0.02 8d14 12.32 0.39 CT CT 14d14 21.55 0.23 TANG 13 P5 -2210.5 322.0 -651.4 3.5 2.6 0.6 CT CT 8d14 12.32 0.39 CT CT 14d14 21.55 0.23 TANG 12 P5 -2748.2 352.1 -640.2 3.5 2.6 0.6 CT CT 8d14 12.32 0.39 CT CT 14d14 21.55 0.23 TANG 11 P5 -3283.4 368.7 -598.6 3.5 2.6 0.6 CT CT 8d14 12.32 0.39 CT CT 14d14 21.55 0.23 TANG 10 P5 -3814.3 379.7 -598.0 3.5 2.6 0.6 CT CT 8d14 12.32 0.39 CT CT 14d14 21.55 0.23 TANG 9 P5 -4354.5 369.6 -560.1 3.5 2.6 0.6 CT CT 8d14 12.32 0.39 CT CT 14d14 21.55 0.23 TANG 8 P5 -4901.3 340.0 -512.3 3.5 2.6 0.6 CT CT 8d14 12.32 0.39 CT CT 14d14 21.55 0.23 TANG 7 P5 -5208.6 233.7 566.9 3.5 2.6 0.6 CT CT 8d14 12.32 0.39 CT CT 14d14 21.55 0.23 TANG 6 P5 -5760.5 199.5 668.5 3.5 2.6 0.6 CT CT 8d14 12.32 0.39 CT CT 14d14 21.55 0.23 TANG 5 P5 -6326.2 146.3 785.8 3.5 2.6 0.6 CT CT 8d14 12.32 0.39 CT CT 14d14 21.55 0.23 TANG 4 P5 -6888.3 71.2 959.8 3.5 2.6 0.6 CT CT 8d14 12.32 0.39 CT CT 14d14 21.55 0.23 TANG 3 P5 -7466.4 -21.3 1132.7 3.5 2.6 0.6 CT CT 8d14 12.32 0.39 CT CT 14d14 21.55 0.23 TANG 2 P5 -8157.7 -136.9 1494.2 3.5 2.6 0.6 CT CT 8d14 12.32 0.39 CT CT 14d14 21.55 0.23 TANG 1 P5 -8927.0 -235.5 1984.6 3 2.6 0.6 CT CT 8d14 12.32 0.39 CT CT 14d14 21.55 0.23 TANG

HAM P5 -8709.0 1146.3 -1370.7 1.3 2.6 0.6 CT CT 8d14 12.32 0.39 CT CT 14d14 21.55

2.5 Kết quả phản lực đầu cọc tính bằng SAFE, các móng trục 1 và trục B

Bảng 2.6 - Phản lực đầu cọc móng M1

Bảng 2.9 - Phản lực đầu cọc móng lõi M4

3.1 Nội lực tính toán sàn

Nội lực sàn lấy từ các dải Strip trong phần mềm SAFE v12.3.2

Hình 3.1 - Dải Strip theo phương X

Hình 3.2 – Dải Strip theo phương Y

Để đảm bảo việc trình bày dữ liệu nội lực của các dãy strip chính xác và thuận tiện, sinh viên sẽ cung cấp file Excel đính kèm Việc này giúp dễ dàng kiểm tra và tìm kiếm thông tin một cách nhanh chóng và hiệu quả Sử dụng dữ liệu trong file Excel sẽ hỗ trợ quá trình phân tích nội lực trở nên chính xác và tiết kiệm thời gian hơn.

Do khối lượng dầm và cột lớn ở hai khung trục 3 và trục H, nên lượng dữ liệu nội lực phong phú và phức tạp Để thuận tiện trong kiểm tra và tra cứu, sinh viên sẽ cung cấp file Excel đính kèm, giúp đảm bảo chính xác và nhanh chóng trong quá trình phân tích kết quả.

Vì nội lực vách cho 2 khung trục quá nhiều nhiều nên sinh viên sẻ cung cấp file Excel đính kèm để dễ cho việc kiểm tra và tìm kiếm

3.4 Phản lực chân cột, lõi thang

Phản lực chân cột, lõi thang trong tính toán, thiết kế cho phương án móng cọc khoan nhồi:

- Phản lực chân cột 1-B thiết kế móng M2

- Phản lực chân vách 1-A (P4-P4’) thiết kế cho móng M1

- Phản lực chân cột 2-B thiết kế móng M3

- Lõi thang thiết kế móng lõi thang M4

Bảng nội lực tổng hợp vì sô lượng quá nhiều nên sinh viên sẻ cung cấp file Excel đính kèm để dễ cho việc kiểm tra và tìm kiếm.

Tiêu đề	Chung cư Hoàng Lan
Tác giả	Nguyễn Lê Thạch
Người hướng dẫn	ThS. Nguyễn Thanh Tú
Trường học	Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Thành phố Hồ Chí Minh
Chuyên ngành	Xây dựng
Thể loại	Đồ án tốt nghiệp
Năm xuất bản	2018
Thành phố	Tp. Hồ Chí Minh

Định dạng
Số trang	139
Dung lượng	8,43 MB