(Đồ án hcmute) chung cư quận 9

Hệ tường cứng chịu lực vách cứng: cấu tạo chủ yếu trong hệ kết cấu công trình chịu tải trọng ngang gió.. Đặc biệt là các tải trọng ngang xuất hiện trong các công trình nhà cao tầng với n

KIẾN TRÚC

TỔNG QUAN VỀ KIẾN TRÚC CÔNG TRÌNH

1 Nhu cầu xây dựng công trình

Ngày nay, cùng với sự phát triển của nền kinh tế quốc gia và tốc độ tăng dân số thành thị, đất đai dành cho xây dựng ngày càng giảm, dẫn đến giá đất không ngừng tăng cao Sự tiến bộ của khoa học kỹ thuật xây dựng như phát minh thang máy, cơ giới hóa và điện khí hóa đã được ứng dụng rộng rãi trong ngành xây dựng Đồng thời, nhu cầu về nhà ở của người dân ngày càng cao, chuyển từ mục tiêu “ăn no, mặc ấm” sang “ăn ngon, mặc đẹp”, phản ánh sự nâng cao tiêu chuẩn sống và mong muốn sở hữu không gian sống hiện đại, tiện nghi.

Trong bối cảnh hội nhập kinh tế quốc tế, thành phố Hồ Chí Minh cần phải chỉnh trang bộ mặt đô thị bằng cách thay thế dần các khu dân cư ổ chuột và chung cư cũ xuống cấp Việc xây dựng các chung cư hiện đại, tiện nghi phù hợp với quy hoạch đô thị là yêu cầu cấp thiết nhằm nâng cao chất lượng sống và góp phần thúc đẩy phát triển bền vững của thành phố.

Chung cư quận 9 ra đời nhằm đáp ứng nhu cầu phát triển nhà ở của người dân khu vực, giúp nâng cao chất lượng sống và đảm bảo sự tiện lợi trong sinh hoạt hàng ngày Sự xuất hiện của các dự án chung cư tại quận 9 góp phần thúc đẩy sự phát triển kinh tế và hạ tầng của thành phố, tạo nền tảng vững chắc cho cộng đồng cư dân mới Nhờ đó, quận 9 ngày càng trở thành điểm đến lý tưởng cho các hộ gia đình tìm kiếm không gian sống hiện đại và tiện nghi.

 Công trình tọa lạc ở quận 9, thành phố Hồ Chí Minh

Vị trí nằm trên các trục đường giao thông chính, giúp thuận tiện trong việc vận chuyển máy móc, thiết bị và xe chở vật liệu xây dựng ra vào công trình một cách dễ dàng Điều này đảm bảo quá trình xây dựng diễn ra nhanh chóng, hiệu quả và tiết kiệm thời gian cũng như chi phí vận chuyển Nhờ nằm near các tuyến đường trung tâm, dự án dễ dàng tiếp cận nguồn nguyên liệu và thiết bị cần thiết, thúc đẩy tiến độ xây dựng được đảm bảo và thuận lợi hơn.

 Hệ thống cơ sở hạ tầng khu vực xây dựng: cấp điện, cấp nước đã hoàn chỉnh, tạo điều kiện thuận lợi trong thi công

3 Đặc điểm kiến trúc công trình

3.1 Giải pháp kích thước mặt bằng

Chung cư quận 9 bao gồm 20 tầng (17 tầng nổi và 3 tầng hầm) với những đặc điểm như sau:

 Chiều cao tầng điển hình 3.5 m; tổng chiều cao 59.5 m (chưa kể tầng hầm)

 Mặt bằng hình chữ nhật có kích thước:52 ×44m

3.2 Chức năng của khối nhà

Tầng hầm được thiết kế làm bãi giữ xe cho toàn bộ chung cư và khu vực lân cận, đảm bảo tiện ích và an toàn cho cư dân Trong đó, tầng hầm 1 phục vụ giữ xe máy, còn tầng hầm 2 và 3 dành cho xe ô tô, tối ưu hóa không gian đỗ xe Ngoài ra, tầng hầm còn chứa các trang thiết bị quan trọng như máy phát điện dự phòng, bể nước ngầm và bể tự hoại, góp phần nâng cao sự an toàn và tiện nghi cho cư dân.

Tầng trệt và tầng lửng chủ yếu được sử dụng để kinh doanh dịch vụ và mở cửa hàng bán lẻ như trung tâm mua sắm, tạo thuận lợi cho hoạt động thương mại Ngoài ra, hai tầng này còn được tận dụng để chứa các trang thiết bị phòng cháy chữa cháy cùng nhiều thiết bị an toàn khác, đảm bảo sự an toàn cho toàn bộ công trình.

Từ tầng 1 đến tầng 14 bao gồm các căn hộ cao cấp loại A, B đáp ứng nhu cầu về nhà ở của người dân

Tầng thượng của chung cư được tận dụng để xây dựng các kho chứa nước, đảm bảo nguồn nước sinh hoạt và phòng cháy chữa cháy cho toàn bộ tòa nhà Hồ chứa nước trên mái giúp duy trì nguồn nước ổn định, nâng cao an toàn và tiện nghi cho cư dân Việc sử dụng tầng thượng làm kho chứa nước tối ưu hóa không gian và nâng cao hiệu quả sử dụng trong cấu trúc chung cư.

4 Các giải pháp kỹ thuật công trình

4.1 Giải pháp thông gió và chiếu sáng

Hệ thống thông gió nhân tạo được tích hợp cùng với hệ thống cửa thông thoáng trong mỗi phòng để đảm bảo luồng không khí trong lành Máy điều hòa và quạt được lắp đặt ở các tầng, hoạt động dựa trên các gain lạnh, nhằm khuếch tán hơi lạnh về phía trung tâm xử lý không khí Nhờ đó, không gian luôn thoáng mát, duy trì sự cân bằng nhiệt độ và chất lượng không khí tốt nhất.

Kết hợp tối đa giữa ánh sáng tự nhiên và ánh sáng nhân tạo giúp tối ưu hóa việc lấy sáng cho toàn bộ công trình Toàn bộ tòa nhà được thiết kế với hệ thống chiếu sáng tự nhiên kết hợp với đèn điện, đảm bảo ánh sáng đầy đủ trong mọi không gian Các lối đi cầu thang, hành lang và đặc biệt là tầng hầm đều được trang bị đèn chiếu sáng bổ sung, nâng cao an toàn và tiện nghi cho người sử dụng.

4.2 Giải pháp hệ thống điện

Hệ thống điện trong tòa nhà được kết nối trực tiếp với hệ thống điện thành phố, đồng thời được bổ sung hệ thống điện dự phòng để đảm bảo hoạt động liên tục trong trường hợp mất điện đột xuất Việc này nhằm duy trì hoạt động của tất cả các thiết bị như thang máy và hệ thống điều hòa không khí, đảm bảo sự an toàn và tiện nghi cho cư dân và người sử dụng Hệ thống điện dự phòng đóng vai trò quan trọng trong việc duy trì nguồn điện liên tục, giảm thiểu ảnh hưởng của sự cố mất điện đột xuất đến hoạt động của tòa nhà.

Máy phát điện dự phòng 250kVA được đặt ở tầng ngầm để giảm bớt tiếng ồn và rung động không ảnh hưởng đến sinh hoạt

Hệ thống cấp điện chính được đặt trong các hộp kỹ thuật ngầm trong tường, giúp bảo vệ hệ thống khỏi tác động bên ngoài và duy trì tính thẩm mỹ chung Hệ thống ngắt điện tự động có công suất từ 1A đến 50A, được bố trí theo từng tầng và khu vực, đảm bảo an toàn tuyệt đối khi xảy ra sự cố nhằm ngăn chặn thiệt hại lan rộng và bảo vệ người dùng.

4.3 Giải pháp hệ thống cấp thoát nước

Nguồn nước được lấy từ hệ thống cấp nước của thành phố, sau đó được đưa vào hồ chứa ở tầng hầm thông qua hệ thống ống dẫn Từ hồ nước, hệ thống bơm sẽ bơm nước lên bể chứa mái để đảm bảo cung cấp nước sinh hoạt đầy đủ cho các tầng trong tòa nhà.

Nước thải từ các tầng được tập trung về khu xử lý và bể tự hoại đặt ở tầng hầm

Các đường ống đứng qua các tầng đều được bọc gain, đi ngầm trong các hộp kỹ thuật

4.4 Giải pháp di chuyển và phòng cháy chữa cháy

Nguồn nước cho chung cư bắt nguồn từ nguồn nước thành phố, sau đó được chuyển vào bể nước ngầm của tòa nhà Từ bể nước ngầm, máy bơm sẽ nâng nước lên hồ chứa trên mái nhà, đảm bảo áp lực và cung cấp nước liên tục cho các căn hộ trong chung cư Quá trình vận hành này giúp duy trì hệ thống cung cấp nước ổn định và hiệu quả cho cư dân.

Mái bằng được thiết kế tạo độ dốc hợp lý để tập trung nước vào các sênô bằng bê tông cốt thép (BTCT), giúp nước chảy đều về một điểm thu để thuận tiện cho việc thoát nước Hệ thống ống dẫn nước được lắp đặt để dẫn nước từ mái xuống các hệ thống thoát nước của thành phố, đảm bảo chống tràn và giảm thiểu tình trạng đọng nước gây ảnh hưởng đến kết cấu công trình Việc xây dựng mái dốc hợp lý không chỉ nâng cao hiệu quả thoát nước mà còn giúp kéo dài tuổi thọ của công trình xây dựng.

Hệ thống phòng cháy chữa cháy được đảm bảo hiệu quả nhờ các bình chữa cháy được lắp đặt tại các góc phòng của từng căn hộ, giúp dễ dàng tiếp cận trong trường hợp khẩn cấp Ngoài ra, các bình chữa cháy còn được bố trí tại các vị trí chiến lược như khu vực cầu thang bộ và thang máy, đảm bảo khả năng ứng phó nhanh chóng với các sự cố cháy nổ.

KẾT CẤU

TỔNG QUAN VỀ KẾT CẤU CÔNG TRÌNH

1 Các quy phạm và tiêu chuẩn làm cơ sở cho việc thiết kế

 Tiêu chuẩn thiết kế kết cấu bê tông cốt thép TCVN 5574:2012

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

 Tiêu chuẩn thiết kế nền nhà và công trình TCVN 9362:2012

 Tiêu chuẩn thiết kế móng cọc TCVN 10304:2014

 Nhà cao tầng - thiết kế kết cấu bê tông cốt thép toàn khối TCXD 198:1997

2 Giải pháp kết cấu cho công trình

2.1 Hệ kết cấu chịu lực chính

Hệ chịu lực của nhà cao tầng là bộ phận quan trọng giúp truyền tải các tải trọng xuống móng và nền đất, đảm bảo tính ổn định và an toàn của công trình Hệ chịu lực bao gồm các thành phần chính như sàn, khung và vách cứng, chịu trách nhiệm chịu lực chính của toàn bộ cấu trúc, góp phần duy trì độ bền vững của tòa nhà cao tầng.

Hệ tường cứng chịu lực là thành phần quan trọng trong kết cấu nhà cao tầng, giúp chịu tải trọng ngang như gió Việc bố trí hệ tường cứng ngang và dọc theo chu vi lõi thang tăng cường khả năng chịu lực và độ cứng chống xoắn của công trình Vách cứng là các cấu kiện thẳng đứng không thể thiếu trong nhà cao tầng, chịu các tải trọng ngang và đứng, đặc biệt quan trọng trong các công trình chịu tác động từ lực ngang lớn Nhờ có hệ vách cứng ngang và dọc, sự ổn định của toàn bộ công trình được đảm bảo Vách cứng gồm các tấm tường thiết kế đặc biệt để chịu trọng ngang, trong khi bản sàn được xem như cứng chắc trong mặt phẳng, tham gia truyền tải trọng xuống các vách cứng và xuống móng Trong các nhà cao tầng, tải trọng ngang tạo ra tác động như một thanh ngàm tại móng, góp phần giữ vững kết cấu và đảm bảo an toàn kỹ thuật.

Hệ khung chịu lực bao gồm các thanh đứng (cột) và ngang (dầm) liên kết cứng tại các điểm giao nhau, tạo thành khối khung không gian liên kết chắc chắn Kết cấu này đảm nhiệm toàn bộ tải trọng đứng và ngang, như tải trọng gió và động đất, mà không cần tường chịu lực, giúp mặt bằng rộng, linh hoạt trong bố trí kiến trúc và phù hợp với nhiều loại công trình Tuy nhiên, do khung có độ cứng bên nhỏ và khả năng chống lực bên còn hạn chế, kết cấu cần các mặt cắt dầm, cột lớn và lượng thép sử dụng nhiều để đảm bảo khả năng chịu lực tốt Trong quá trình chịu tác động của động đất, biến dạng ngang lớn có thể gây ra nứt, hư hỏng cho các vật liệu trang trí bên trong và kết cấu bao che của công trình.

Kết cấu khung - vách kết hợp tận dụng ưu điểm của cả hai hệ kết cấu, mang lại không gian sử dụng lớn và khả năng chống lực ngang hiệu quả Vách cứng trong kết cấu này có thể được bố trí độc lập hoặc tận dụng từ các phần như vách thang máy, gian cầu thang và giếng đường ống Chính nhờ đặc điểm linh hoạt và chắc chắn, kết cấu khung - vách đã được ứng dụng rộng rãi trong các công trình lớn và chính là giải pháp kết cấu tối ưu cho dự án chung cư Four Aces.

2.2 Hệ kết cấu tường chắn giữ cho tầng hầm

Nhà không có tầng hầm thường có độ sâu ngàm vào đất khoảng 2-3 mét, nhưng độ ổn định của công trình có thể bị giới hạn do trọng tâm nằm trên cao Việc thêm tầng hầm giúp hạ thấp trọng tâm của công trình, từ đó nâng cao tính ổn định và chống chịu hơn với các tác động từ bên ngoài như gió, bão và động đất Tường, cột, dầm và sàn của tầng hầm còn gia tăng độ ngàm vào đất, cải thiện khả năng chịu tải ngang của công trình.

Khi thi công tầng hầm, việc đào sâu vào lòng đất là điều cần thiết, đặc biệt đối với nhà có nhiều tầng hầm Giải pháp chắn đất bằng tường liên tục (diaphragm wall) đem lại hiệu quả cao trong việc kiểm soát đất đai và đảm bảo an toàn thi công Nếu tường liên tục cũng đảm nhiệm vai trò kết cấu chịu lực của công trình, thì không chỉ tăng tính ổn định mà còn nâng cao hiệu quả kinh tế cho dự án xây dựng.

THIẾT KẾ SÀN TẦNG ĐIỂN HÌNH

Chọn sơ bộ chiều dày sàn

Chiều dày sàn hs hs chọn

 Bê tông B30 có Rb = 17 MPa

1.3 Tải trọng a Tải trọng thường xuyên cho các lớp sàn

Trọng lượng riêng của vật liệu và hệ số độ tin cậy

STT Vật liệu Đơn vị Trọng lượng riêng

Hệ số độ tin cậy

1 Vữa XM trát, ốp, lát kN/m³ 18 1.3

4 Hệ thống kỹ thuật kN/m³ - 1.2 b Tĩnh tải tác dụng lên sàn:

 Tĩnh tải sàn khu dịch vụ-khu ở- hành lang- ban công

STT Các lớp cấu tạo Chiều dày

Tải tọng tính toán mm kN/m³ (kN/m²) (kN/m²)

Tải trọng tiêu chuẩn với hệ số vượt tải trung bình n = 1.2 1.34 1.2 1.60

 Tĩnh tải sàn đậu xe- sàn hầm

1 Lớp vữa lót- tạo dốc 50 22 1.10 1.3 1.43

 Tĩnh tải sàn vệ sinh

 Tĩnh tải tường kN/m2 h tương

Tường 200mm D800 3.3 2.7 8.91 c Hoạt tải tác dụng lên sàn:

Chức năng các phòng của công trình

Hoạt tải toàn phần tiêu chuẩn

Hoạt tải dài hạn tiêu chuẩn

Hoạt tải ngắn hạn tiêu chuẩn

Hoạt tải toàn phần tính toán kN/m 2 kN/m 2 kN/m 2 n kN/m 2

Sảnh, hành lang, cầu thang 3 1 2 1.2 3.6

Văn phòng, phòng ngủ, phòng khách, phòng ăn, vệ sinh

2 Kết quả tính toán bằng safe 2016:

Hình 1: Hoạt tải sàn trong Etabs 2016

Hình 2: Trọng lượng bản thân sàn trong Etabs 2016

- Sàn được mô hình và tính toán bằng phần mềm SAFE với các hệ dầm chính và dầm phụ

Hình 3: Phân tích và tính toán sàn bằng safe

2.1 Từ biến và co ngót

- Độ võng sàn được tính có xét đến sự ảnh hưởng của hiện tượng từ biến và co ngót của bê tông

Time of consideration 1 year t = 365 days

Time at loading 14 days t0 = 14 days

Relative humidity (RH) 80% fck = 25 Mpa

Time at end curing 0.05 days αd2 = 0.12

Type of cement N t = 365 days t0 = 0.05 days

Result εcd,0 = 0.285 kh = 0.85 o Hệ số từ biến là 1.576 o Hệ số co ngót là 0.00022

2.2 Xác định độ võng sàn bằng safe 2016

Khi tính toán võng cho các cấu kiện chịu uốn (sàn) các công trình cần chú ý:

Tổ hợp tải trọng theo TTGH II (tải trọng tiêu chuẩn)

Sự xuất hiện của vết nứt trong bêtông khi chịu lực sẽ làm giảm độ cứng của tiết diện và làm tăng độ võng cho cấu kiện.

Sự làm việc lâu dài của kết cấu bê tông cốt thép (BTCT) phụ thuộc vào các yếu tố như biến dạng và co ngót, cũng như tác dụng của các tải trọng lâu dài Theo tiêu chuẩn TCVN 5574-2012, độ võng toàn phần của kết cấu được xác định bằng công thức f = f1 – f2 + f3, giúp đánh giá chính xác khả năng chịu tải và độ bền của kết cấu trong thời gian dài Việc tính toán này là yếu tố quan trọng để đảm bảo sự an toàn và tuổi thọ cao cho các công trình xây dựng sử dụng BTCT.

The article explains that f1 represents the short-term deflection caused by the combined effect of all loads, including DL, SDL, WL, LL1, and LL2 F2 accounts for the short-term deflection due to the long-term load effects, such as DL, SDL, WL, and the adjusted long-term load factors (ψ LL1 and ψ LL2) F3 describes the long-term deflection resulting from the long-term loads, incorporating DL, SDL, WL, and the long-term load factors (ψ LL1 and ψ LL2).

Lưu ý: Với ψ là hệ số qui đổi chuyển từ tải toàn phần sang tải trọng dài hạn, lấy theo TCVN 2737-1995

To perform a declaration using SAFE V12, define Load Cases and Initial Conditions, then select "Continue from State at End of Nonlinear Case." This feature allows the analysis of the current scenario while considering the effects of previous working processes, ensuring more accurate and realistic results.

Bước 1: Khai báo các trường hợp tải (Load Cases) bao gồm: Sh1; Sh2; Sh3-1; Sh3-2 cho ngắn hạn (Shortterm) và Lt1; Lt2; Lt3 cho dài hạn (Longterm)

Sh1: 1DL – Nonlinear (Cracked) – Zero Initial Condition

Sh2: 1SDL + 1WL – Nonlinear (Cracked) – Continue from State at End of Nonlinear Case Sh1

Sh3-1: 1LL1 + 1LL2 – Nonlinear (Cracked) – Continue from State at End of Nonlinear Case

Sh3-2: ψ LL1 + ψ LL2 – Nonlinear (Cracked) – Continue from State at End of Nonlinear Case

Lt1: 1DL – Nonlinear (Longterm Cracked) – Zero Initial Condition

Lt2: 1SDL + 1WL – Nonlinear (Longterm Cracked) – Continue from State at End of Nonlinear Case Lt1

Lt3: ψ LL1 + ψ LL2 – Nonlinear (Longterm Cracked) – Continue from State at End of Nonlinear Case Lt2

Bước 2: Khai báo các tổ hợp tương ứng theo TCVN 5574 - 2012: f1 = Sh3-1 ; f2 = Sh3-2 và f3 Lt3

Lưu ý: Tải trọng gán vào mô hình phải là tải trọng tiêu chuẩn

- Độ võng lớn nhất cho phép của sàn theo bảng 4 TCVN 5574 là max

   Độ võng sàn Δ.6 mm < Δmax 2 mm

Cấp chống nứt theo TCVN 5574 bảng 2 ta có acrc1 = 0.4 va acrc2 = 0.3

 KẾT LUẬN THỎA ĐIỀU KIỆN VẾT NỨT VÀ ĐỘ VÕNG 2.4 Tính toán và bố trí thép

 Thép AI  Rs = 225 MPa ; Rsw = 175MPa

 Thép AIII  Rs = 365 MPa ; Rsw = 290MPa Tiết diện tính toán bxh = 100x20(cm)

Giả thiết a = 20 mm  h0 = h – a = 20 – 2 = 18cm α m = M γ b R b bh 0 2 → ξ = 1-√1-2α m ; A s = ξγ b R bbh 0

R s Kiểm tra hàm lượng cốt thép: μ min = 0.05% ≤ μ = A s bh 0 ≤ μ max =ξ r γ b R b

Bảng 1: Kết quả tính thép mũ theo phương X

Phần tử Vị trí M b h a α m ζ A s,tt A s,tk μ Hàm Kết

(m) (KNm) (cm) (cm) (cm) (cm 2 ) Bố trí (cm 2 ) (%) lượng Luận

Dữ liệu phân tích cho thấy các giá trị của các mẫu MSA1, MSA2, MSA3 và MSA14 đều nằm trong phạm vi thiết lập, đạt tiêu chuẩn kỹ thuật và có hệ số xác định đều là OK Các mẫu này thể hiện sự ổn định về mức độ biến dạng và độ chính xác, với các phép đo lực, sai số và hệ số liên quan đều trong giới hạn cho phép Các thông số kỹ thuật như đường kính Φ10 và Φ12, cũng như các giá trị như a150 và a200, đều được chứng nhận phù hợp tiêu chuẩn, phản ánh chất lượng kiểm tra và phân tích chính xác của từng mẫu vật.

Bảng 2: Kết quả tính thép lớp dưới theo phương X

Vị trí M b h a α m ζ A s,tt A s,tk μ Hàm

(m) (KNm) (cm) (cm) (cm) (cm 2 ) Bố trí (cm 2 ) (%) lượng

MSA1 3.42857 8.7115 100 15 2 0.030 0.031 1.865 Φ10 a200 3.927 0.302 OK OK MSA1 12.57143 9.157 100 15 2 0.032 0.032 1.962 Φ10 a200 3.927 0.302 OK OK MSA1 27.42857 9.1958 100 15 2 0.032 0.033 1.970 Φ10 a200 3.927 0.302 OK OK MSA1 36.57143 8.753 100 15 2 0.030 0.031 1.874 Φ10 a200 3.927 0.302 OK OK MSA2 3.42857 8.6072 100 15 2 0.030 0.030 1.842 Φ10 a200 3.927 0.302 OK OK MSA2 12.57143 6.7637 100 15 2 0.024 0.024 1.443 Φ10 a200 3.927 0.302 OK OK

MSA2 28.57143 5.9967 100 15 2 0.021 0.021 1.277 Φ10 a200 3.927 0.302 OK OK MSA2 36.57143 8.6478 100 15 2 0.030 0.031 1.851 Φ10 a200 3.927 0.302 OK OK

MSA3 12.62857 8.2965 100 15 2 0.029 0.029 1.774 Φ10 a150 5.236 0.403 OK OK MSA3 21.77143 14.9576 100 15 2 0.052 0.053 3.239 Φ10 a150 5.236 0.403 OK OK MSA3 28.62857 8.3831 100 15 2 0.029 0.030 1.793 Φ10 a150 5.236 0.403 OK OK

MSA14 12.57143 6.6524 100 15 2 0.023 0.023 1.419 Φ10 a200 3.927 0.302 OK OK MSA14 19.42857 11.6878 100 15 2 0.041 0.042 2.515 Φ10 a200 3.927 0.302 OK OK MSA14 27.42857 6.499 100 15 2 0.023 0.023 1.386 Φ10 a200 3.927 0.302 OK OK MSA14 36.57143 8.2065 100 15 2 0.029 0.029 1.755 Φ10 a200 3.927 0.302 OK OK MSA4 4.57143 9.3467 100 15 2 0.033 0.033 2.003 Φ10 a200 3.927 0.302 OK OK MSA4 12.57143 10.3383 100 15 2 0.036 0.037 2.219 Φ10 a200 3.927 0.302 OK OK MSA4 27.42857 10.3774 100 15 2 0.036 0.037 2.228 Φ10 a200 3.927 0.302 OK OK MSA4 36.57143 9.2947 100 15 2 0.032 0.033 1.992 Φ10 a200 3.927 0.302 OK OK

Bảng 3: Kết quả tính thép mũ theo phương Y

MSB5 12 -25.4573 100 15 2 0.089 0.093 5.627 Φ12 a200 5.655 0.435 OK OK MSB5 20 -24.9891 100 15 2 0.087 0.091 5.518 Φ12 a200 5.655 0.435 OK OK MSB5 26 -16.7603 100 15 2 0.058 0.060 3.642 Φ10 a200 3.927 0.302 OK OK

MSB3 12 -20.4709 100 15 2 0.071 0.074 4.480 Φ12 a200 5.655 0.435 OK OK MSB3 13.8 -26.1933 100 15 2 0.091 0.096 5.798 Φ12 a150 7.540 0.580 OK OK MSB3 20 -19.3341 100 15 2 0.067 0.070 4.222 Φ12 a200 5.655 0.435 OK OK MSB3 26 -18.6099 100 15 2 0.065 0.067 4.058 Φ12 a200 5.655 0.435 OK OK

MSB2 12 -20.4601 100 15 2 0.071 0.074 4.477 Φ12 a200 5.655 0.435 OK OK MSB2 18.2 -26.4181 100 15 2 0.092 0.097 5.850 Φ12 a150 7.540 0.580 OK OK MSB2 20 -20.4878 100 15 2 0.071 0.074 4.484 Φ12 a200 5.655 0.435 OK OK MSB2 26 -18.8917 100 15 2 0.066 0.068 4.122 Φ12 a200 5.655 0.435 OK OK

MSB1 12 -25.7053 100 15 2 0.089 0.094 5.684 Φ12 a150 7.540 0.580 OK OK MSB1 20 -25.4776 100 15 2 0.089 0.093 5.631 Φ12 a200 5.655 0.435 OK OK MSB1 26 -17.1496 100 15 2 0.060 0.062 3.729 Φ10 a200 3.927 0.302 OK OK

Bảng 4: Kết quả tính thép lớp dưới theo phương Y

MSB17 9.75 11.8979 100 15 2 0.041 0.042 2.562 Φ10 a200 3.927 0.302 OK OK MSB17 17.6 13.2031 100 15 2 0.046 0.047 2.850 Φ10 a200 3.927 0.302 OK OK

PHÂN TÍCH HỆ KẾT CẤU CÔNG TRÌNH

1 Phân tích hệ kết cấu công trình a Sơ đồ tính

Sơ đồ tính là hình ảnh đơn giản hóa của một bộ phận hoặc toàn bộ công trình, giúp dễ dàng thực hiện các phép tính kết cấu phức tạp Việc lập sơ đồ tính là bước quan trọng trong quá trình thiết kế, đảm bảo tính chính xác và hiệu quả trong tính toán kết cấu xây dựng Sử dụng sơ đồ tính giúp tiết kiệm thời gian, nâng cao độ chính xác và đảm bảo tính khả thi của dự án xây dựng.

Với phương pháp tính thủ công, người thiết kế phải sử dụng các sơ đồ tính toán đơn giản và chấp nhận chia cắt kết cấu thành các phần nhỏ hơn bằng cách bỏ qua các liên kết không gian Đồng thời, quá trình làm việc của vật liệu được giản lược bằng cách giả định nó hoạt động trong giai đoạn đàn hồi theo định luật Hooke.

Hiện nay, nhờ sự phát triển mạnh mẽ của máy tính điện tử, cách tiếp cận trong tính toán công trình đã có nhiều thay đổi quan trọng Thay vì chỉ tập trung vào các trường hợp riêng lẻ, xu hướng tổng quát hóa và đơn giản hóa hiện nay chiếm ưu thế hơn bao giờ hết Khối lượng tính toán số học không còn là trở ngại, giúp các phương pháp mới dễ dàng áp dụng và phù hợp hơn với thực tế Các sơ đồ tính toán mới có thể phản ánh chính xác hơn các mối quan hệ phức tạp trong kết cấu và không gian, nâng cao độ chính xác và hiệu quả trong thiết kế kỹ thuật.

Trong quá trình phân tích kết cấu, đồ án sử dụng sơ đồ tính toán không gian và mô hình hóa các cấu kiện làm việc trong giới hạn đàn hồi để đảm bảo độ chính xác phù hợp với khả năng tính toán hiện nay Phần mềm Etabs 2016 Version 16.2.1 được sử dụng để phân tích kết cấu và mô hình hóa toàn bộ các thành phần chịu lực chính như dầm, cột, sàn, vách, vách hầm, vách lõi, từng loại phần tử phù hợp để đảm bảo tính chính xác và hiệu quả của kiểm nghiệm kết cấu Các trường hợp tải và cấu trúc tổ hợp được xác định rõ ràng, trong đó các trường hợp tải là yếu tố quan trọng ảnh hưởng đến kết cấu công trình.

 Tải trọng bản thân các cấu kiện: Etabs tự tính

 Tĩnh tải tường tác dụng lên công trình bao gồm vách ngăn trên sàn quy về phân bố đều trên sàn và tường được xây trên dầm

 Tĩnh tải gạch lát, vữa trát, lớp hoàn thiện, cầu thang, hồ nước, đất đắp đầm chặt

 Hoạt tải sàn thường, sàn tầng hầm, cầu thang, hồ nước

Gió (bao gồm thành phần tĩnh và động);

 Gió phương X Gió phương Y ii Cấu trúc tổ hợp

Bảng 5: Cấu trúc tổ hợp

STT Load Combination Load Combination

5 Comb1 Add DL; SDL; WL; LL1;

6 Comb2 Add DL; SDL; WL; WX 1.1; 1.2; 1.1; 1.2

7 Comb3 Add DL; SDL; WL; WX 1.1; 1.2; 1.1; -1.2

8 Comb4 Add DL; SDL; WL; WY 1.1; 1.2; 1.1; 1.2

9 Comb5 Add DL; SDL; WL; WY 1.1; 1.2; 1.1; -1.2

14 Comb10 Add DL; SDL; WL; QX 1.1; 1.2; 1.1; 1

15 Comb11 Add DL; SDL; WL; QX 1.1; 1.2; 1.1; -1

16 Comb12 Add DL; SDL; WL; QY 1.1; 1.2; 1.1; 1

17 Comb13 Add DL; SDL; WL; QY 1.1; 1.2; 1.1; -1

2 Tính toán dao động của công trình a Tạo mô hình tính toán dao động bằng Etabs 2016 version 16.2.1 i Tính toán tải trọng

Bài viết đề cập đến việc tính toán tải trọng phân bổ đều trên sàn nhà, bao gồm tĩnh tải của lớp gạch ceramic, lớp vữa lót sàn, lớp vữa lát trần, đường ống thiết bị, cùng với tường ngăn được quy về tải trọng phân bố đều Điều này giúp đảm bảo tính ổn định và an toàn của kết cấu sàn nhà trong quá trình thi công và sử dụng Việc xác định chính xác các loại tải trọng này là yếu tố quan trọng trong công tác thiết kế kết cấu, đáp ứng các tiêu chuẩn an toàn, tối ưu hóa khả năng chịu lực của công trình.

 Tải trọng do tường dày 100mm, 200mm xây trên dầm

 Tĩnh tải do trọng lượng bản thân dầm sàn: chương trình tự tính toán;

Bảng 6: Hoạt tải sàn công trình

Chức năng các phòng của công trình

Hoạt tải toàn phần tiêu chuẩn

Hoạt tải dài hạn tiêu chuẩn

Hoạt tải ngắn hạn tiêu chuẩn

Hoạt tải toàn phần tính toán kN/m 2 kN/m 2 kN/m 2 n kN/m 2

Sảnh, hành lang, cầu thang 3 1 2 1.2 3.6

Văn phòng, phòng ngủ, phòng khách, phòng ăn, vệ sinh

Theo tiêu chuẩn TCXD 229:1999, cấu trúc tổ hợp khối lượng tham gia dao động bằng 100% khối lượng do tĩnh tải cộng với 50% khối lượng do hoạt tải, áp dụng cho các công trình dân dụng không dùng để chứa hàng hóa và hồ sơ Việc tạo mô hình xác định dao động là bước quan trọng để đảm bảo an toàn và ổn định của công trình trong quá trình thi công và sử dụng.

Sau khi xác định mô hình công trình với các kích thước sàn, dầm, cột, vách đã chọn sơ bộ, chúng tôi sử dụng phần mềm ETABS 2016 để phân tích dao động của công trình Quá trình này thực hiện phân tích 20 mode dao động nhằm khảo sát tần số tự nhiên của cấu kiện, từ đó xác định các mode dao động cơ bản theo các phương khác nhau Kết quả phân tích cung cấp thông tin quan trọng về tần số dao động tự nhiên của công trình, giúp đánh giá khả năng chống rung lắc và đảm bảo an toàn trong quá trình thi công và vận hành.

Hình 6: Mô hình bài toán xác định dao động

Hình 7: Mặt bằng tầng hầm

Hình 8: Mặt bằng tầng điển hình

3 Kiểm tra chuyển vị đỉnh và độ lệch tầng

Theo mục 2.6.3 Các tiêu chí kiểm tra kết cấu của TCXD 198-1997 Nhà cao tầng bê tông cốt thép toàn khối

Chuyển vị trí theo phương ngang tại đỉnh kết cấu của nhà cao tầng tính theo phương pháp đàn hồi phải thỏa mãn yêu cầu:

Trong f và H là chuyển vị theo phương ngang tại đỉnh kết cấu và chiều cao của công trình

Theo kết quả phân tích ta có max 70

Ta có y max 0.0012360.0032 70 0.224=> Thỏa điều kiện về độ lệch tầng

Bảng 7: Chu kì dao động và tần số dao động riêng của các mode

Case Mode Period UX UY UZ RX RY RZ Modal

Modal Stiffness sec kN-m kN-m kN-m kN-m kN-m kN-m kN-m-s² kN-m

Modal 1 2.925 0.000001 0.00018 0 -3.42 0.027 -0.021 0.000001 0.000004614 Modal 2 2.474 2.98E-07 -0.000001 0 0.0216 0.0036 -2.832 0.000001 0.00001 Modal 3 2.053 0.000175 -0.000001 0 0.0284 3.5127 0.012 0.000001 0.00001 Modal 4 0.886 -0.000001 -0.000072 0 -1.718 0.0157 0.0055 0.000001 0.00005 Modal 5 0.727 -2.77E-07 2.87E-07 0 0.0073 0.0053 1.1704 0.000001 0.00007 Modal 6 0.481 0.00009 -0.000001 0 -0.014 -1.547 0.0026 0.000001 0.00017 Modal 7 0.454 -0.000001 -0.000047 0 -0.687 0.0092 0.002 0.000001 0.00019 Modal 8 0.362 -2.42E-07 1.42E-07 0 0.0021 0.005 0.7266 0.000001 0.0003 Modal 9 0.278 -3.02E-07 -0.000038 0 -0.81 0.0066 0.0013 0.000001 0.00051 Modal 10 0.221 0.000001 -1.55E-07 0 -0.003 -0.025 -0.555 0.000001 0.00081 Modal 11 0.207 -0.00006 4.11E-07 0 0.0078 1.1561 -0.006 0.000001 0.00092 Modal 12 0.188 -2.56E-07 -0.000036 0 -0.731 0.005 0.0012 0.000001 0.00111 Modal 13 0.152 -0.000001 1.98E-07 0 0.0042 0.0129 0.4774 0.000001 0.00172 Modal 14 0.137 -3.79E-07 -0.000043 0 -0.969 0.0087 0.0013 0.000001 0.0021 Modal 15 0.123 0.000057 -4.4E-07 0 -0.01 -1.294 -0.01 0.000001 0.00261 Modal 16 0.112 -0.000001 -4.9E-07 0 -0.012 0.0133 -0.474 0.000001 0.00316 Modal 17 0.107 4.25E-07 0.000063 0 1.4871 -0.01 -0.003 0.000001 0.00346 Modal 18 0.09 -3.54E-07 0.000071 0 1.7865 0.0079 0.0076 0.000001 0.00487 Modal 19 0.088 -0.000066 -3.18E-07 0 -0.008 1.6225 0.0635 0.000001 0.00505 Modal 20 0.087 -0.000007 0.000001 0 0.0177 0.171 -0.56 0.000001 0.00524

TẢI TRỌNG TÍNH TOÁN TÁC DỤNG LÊN CÔNG TRÌNH

1 Tính toán tải trọng gió tác động lên công trình

Dưới đây là các câu chính thể hiện ý nghĩa của đoạn văn, tối ưu cho SEO và đảm bảo tính mạch lạc:Công trình chung cư Four Aces xây dựng tại ngoại ô Thành phố Hồ Chí Minh nằm trong phân vùng áp lực gió II.A theo bảng phụ lục E - TCVN 2737:1995, cho thấy khu vực này có ảnh hưởng yếu của gió bão Áp lực gió tiêu chuẩn cho công trình là W0 83 (daN/m²), phù hợp với vùng khí hậu ít chịu tác động của gió mạnh Địa hình khu vực dạng B – địa hình tương đối trống trải, có một số vật cản thưa thớt cao không quá 10m, như vùng ngoại ô ít nhà, thị trấn hoặc làng mạc, góp phần giảm thiểu tác động của gió đến công trình.

Do công trình có tổng chiều cao 59.5m 40m, nên khi xét tải trọng gió ta phải xét ảnh hưởng của cả hai thành phần gió tĩnh và gió động

1.1 Tính toán thành phần gió tĩnh

Theo TCVN 2737:1995, giá trị tiêu chuẩn thành phần tĩnh của tải gió Wj ở độ cao zj so với mốc chuẩn được xác định theo công thức: W j W kc 0 ;

 k: hệ số tính đến sự thay đổi của áp lực gió theo độ cao zj, tra bảng theo dạng địa hình B

 W0: giá trị áp lực gió tiêu chuẩn W 0 83 (daN/m ) 2 ; Giá trị tính toán tải này được quy thành lực tập trung tác dụng tại các sàn tầng:

Wtt : giá trị tính toán của tải trọng gió

 : hệ số độ tin cậy;  1.2

B : bề rộng mặt đón gió h : chiều cao diện tớch truyền tải giú, bằng ẵ chiều cao tầng trờn cộng ẵ chiều cao tầng dưới

Bảng tính thành phần tĩnh của tải trọng gió được quy thành lực tập trung tác dụng lên các tầng theo phương X:

Bảng 8: Bảng tính thành phần tĩnh của tải trọng gió phương X

Bảng tính thành phần tĩnh của tải trọng gió được quy thành tải tập trung tác dụng lên các tầng thep phương Y:

Bảng 9: Bảng tính thành phần tĩnh của tải trọng gió phương Y

Hình 9: Gán gió tĩnh theo phương X (F x )

Hình 10: Gán gió tĩnh theo phương Y (F Y )

1.2 Tính toán thành phần gió động

Dự án chung cư Four Aces được xây dựng bằng bê tông cốt thép trong khu vực chịu áp lực gió cấp II.A, do đó, giá trị giới hạn của tần số dao động riêng của công trình được xác định là f L 1.3 Hz theo quy định tại bảng 2 - TCXD 229:1999.

Tần số của mode 1 là 0.342 Hz, trong khi tần số của tải trọng gió là 1.3 Hz, do đó thành phần động của tải trọng gió không chỉ phản ánh tác dụng của xung vận tốc gió mà còn bao gồm lực quán tính của công trình.

Do đó ta cần tính toán với 3 mode đầu tiên

Mode 1 tương ứng với dạng dao động riêng thứ nhất theo phương Y, mode 2 xoắn, Mode 3 tương ứng với dạng dao động riêng thứ nhất theo phương X, Mode 4 tương ứng với dạng dao động riêng thứ hai theo phương Y Ở đây ta chỉ xét gió tác dụng vào công trình theo hai phương

X và Y có mặt bằng đối xứng tâm, trùng với tâm khối lượng và tâm hình học, giúp giảm thiểu ảnh hưởng của gió gây xoắn kết cấu Do đó, trong phân tích động lực học, chỉ cần tập trung tính toán các chế độ rung mode 1 và 4 theo phương Y, cùng với mode 2 theo phương X để đảm bảo độ chính xác và tối ưu hóa kết cấu.

Giá trị tính toán thành phần động của tải trọng gió tác dụng lên phần thứ j ứng với dạng dao động thứ i được xác định theo công thức:

Trong đó: W p ij ( ) : lực gió động

Khối lượng tập trung (T) của phần công trình thứ j đóng vai trò quan trọng trong phân tích cấu trúc, phản ánh khả năng chịu tải trọng Hệ số động lực (Không thứ nguyên) i liên quan đến dạng dao động i, phụ thuộc vào các thông số i và độ giảm lôgarit của dao động, giúp xác định phản ứng động của công trình dưới tác động của gió Dịch chuyển ngang tỉ đối của trọng tâm phần công trình thứ j ứng với dạng dao động riêng thứ i thể hiện khả năng di chuyển của cấu trúc trong điều kiện dao động cụ thể Hệ số xác định i được tính bằng cách chia công trình thành n phần nhỏ, trong đó phạm vi tải trọng gió mỗi phần có thể coi như là không đổi, từ đó giúp đánh giá chính xác hơn tác động của gió lên cấu trúc Cuối cùng, hệ số độ tin cậy của gió, đặt ở mức 1.2, thể hiện mức độ tin cậy trong các dự báo và tính toán liên quan đến tác động gió, góp phần đảm bảo an toàn và độ bền của công trình xây dựng.

: hệ số điều chỉnh tải trọng theo thời gian; giả định công trình sử dụng trong 50 t (năm); lấy hệ số 1 a Xác định hệ số  i

Hệ số động lực i của dạng dao động được xác định dựa trên đồ thị xác định hệ số động lực theo TCXD 229:1999 Hệ số này phụ thuộc vào thông số i và độ giảm của lôga trong dao động Việc xác định chính xác hệ số động lực giúp đánh giá khả năng phản ứng của hệ thống đối với các tác nhân dao động khác nhau Các biểu đồ và phép tính liên quan cung cấp các công cụ cần thiết để xác định hệ số động lực một cách chính xác, phù hợp với tiêu chuẩn kỹ thuật.

Do công trình bằng BTCT nên có 0.3 , xác định theo đường cong số 1 trên đồ thị

Thông số i được xác định theo công thức: 0 i 940 i

Trong đó: : hệ số độ tin cậy của tải gió, lấy bằng 1.2

W 0: giá trị áp lực gió, đối với vùng áp lực gió II.A W 0 830 (N/m ) 2 f i : tần số dao động riêng thứ I (Hz)

Hình 11: Đồ thị xác định hệ số động lực b Xác định hệ số  i

Hệ số i được xác định bằng công thức: 1

Trong công thức trên, W Fj thể hiện giá trị tiêu chuẩn của thành phần động của tải gió tác dụng lên phần thứ j của công trình, phản ánh ảnh hưởng của xung vận tốc gió trong các dạng dao động khác nhau Giá trị này được xác định dựa trên công thức W Fj W j j S j, giúp đảm bảo tính chính xác trong tính toán tác động của gió lên cấu trúc xây dựng Việc tính toán đúng thành phần động của tải gió là yếu tố quan trọng nhằm đảm bảo an toàn và độ bền cho công trình trước các tác động của gió mạnh.

- j : hệ số áp lực khí động của tải trọng gió ở độ cao z j ứng với phần thứ j của công trình (tra bảng 3 - TCXD 229:1999)

- S j : diện tích bề mặt đón gió ứng với phần thứ j của công trình

- : hệ số tương quan không gian áp lực động của tải gió, phụ thuộc vào tham số , và dạng dao động (trang bảng 4, 5 - TCXD 229:1999)

Bề mặt đón gió của công trình có dạng hình chữ nhật hướng song song với các trục chính, với các giá trị của 1 được xác định theo bảng 4 - TCXD 229:1999 Giá trị này dựa trên bảng 5 và liên quan đến dạng dao động thứ hai và thứ ba, tương ứng với các giá trị 2, 3, 1.

Hình 12: Các tham số và %

Hình 13: Hệ tọa độ khi xác định hệ số tương quan không gian

Bảng 10: Tính toán tp động tải trọng gió

Kích Thước Nhà Theo Phương Cao độ zj

GT Tính toán tp động tải trọng gió GT Tiêu chuẩn tp động tải trọng gió

Gán vào sàn theo phương X

Gán vào sàn theo phương Y

Gán vào sàn theo phương X

Gán vào sàn theo phương Y

2 Tính toán tải trọng động đất tác động lên công trình

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

Quan điểm thiết kế kháng chấn hiện đại tập trung vào việc chấp nhận tính không chắc chắn của hiện tượng động đất và đặt mục tiêu đảm bảo mức độ an toàn phù hợp cho công trình Công trình xây dựng cần có độ cứng, độ bền và độ dẻo phù hợp để bảo vệ tính mạng con người trong trường hợp xảy ra động đất, hạn chế tối đa hư hỏng và duy trì hoạt động của các công trình quan trọng.

Việc thiết kế công trình trong vùng động đất dựa trên cơ sở sau:

Khi xảy ra động đất dưới mức cường độ quy định trong vùng xây dựng, độ cứng của công trình được đảm bảo nhằm tránh hư hỏng về kiến trúc và duy trì công trình còn nguyên vẹn Điều này liên quan đến khái niệm “Trạng thái giới hạn làm việc”, đảm bảo an toàn và khả năng chống chịu của công trình dưới tác động của động đất nhẹ Việc đảm bảo độ cứng của công trình phù hợp với các tiêu chuẩn xây dựng giúp giảm thiểu thiệt hại và bảo vệ tính mạng, tài sản trong khu vực.

Đối với các trận động đất có cường độ trung bình, độ bền cho phép giới hạn các hư hỏng cục bộ nhằm đảm bảo công trình vẫn duy trì khả năng hoạt động Trong đó, khái niệm "trạng thái giới hạn cuối cùng" hoặc "trạng thái giới hạn kiểm soát hư hỏng" phản ánh tình trạng cấu trúc vẫn an toàn, không gây ảnh hưởng nghiêm trọng đến sự ổn định chung của công trình.

Khi xảy ra các trận động đất có cường độ mạnh hoặc rất mạnh, kết cấu công trình phải đảm bảo khả năng chịu đựng các chuyển vị không đàn hồi lớn mà không bị sụp đổ Điều này được xác định dựa trên nguyên tắc "Trạng thái giới hạn sụp đổ" hoặc "Trạng thái giới hạn tồn tại," đảm bảo an toàn và ổn định của công trình trong các điều kiện động đất khắc nghiệt.

Khi thiết kế chống động đất cho nhà cao tầng cần phân các kết cấu thành 4 cấp chống động đất

Sự phân loại này phụ thuộc vào cấp động đất tính toán cho công trình và loại hình kết cấu

2.2 Cơ sở lý thuyết tính toán

Theo TCVN 9386-2012 về thiết kế công trình chịu động đất, quá trình phân tích và tính toán động đất bao gồm hai nhóm phương pháp chính: phương pháp phân tích đàn hồi tuyến tính và phương pháp phân tích phi tuyến Trong đó, sinh viên chủ yếu tìm hiểu và áp dụng phương pháp phân tích đàn hồi tuyến tính để đánh giá khả năng chịu lực của công trình trong điều kiện động đất Các phương pháp này giúp đảm bảo tính ổn định và an toàn của công trình khi xảy ra động đất, phù hợp với tiêu chuẩn xây dựng Việt Nam.

2.2.1 Phân loại theo tính chất tác động của động đất tác dụng lên công trình

 Phương pháp “phân tích phổ phản ứng dao động”

 Phương pháp “phân tích lực ngang tương đương”

2.2.2 Phương pháp phân tích tĩnh lực ngang tương đương

TÍNH TOÁN HỆ KẾT CẤU KHUNG CÔNG TRÌNH

4 Sơ bộ tiết diện dầm,cột

1 Sơ bộ tiết diện dầm

Bảng 13: Sơ bộ tiết diện dầm

L/12 L/16 0.25h 0.5h mm mm mm mm mm mm mm

Hình 17: Mặt bằng bố trí dầm trong Etabs

2 Sơ bộ tiết diện cột

Bảng 14: Sơ bộ tiết diện cột

Tên tầng Diện tích truyền tải

Y m m m² KN/ m² kN cm² cm x cm cm² cm cm cm

Hình 18: Mặt đứng cột trục 2 trong Etab

Hình 19: Mặt đứng cột trục E trong Etab

5.1.1 Tính toán cốt thép dọc

Do dầm là cấu kiện chịu uốn nên lấy biểu đồ bao để tính cốt thép Dầm được tính toán theo cấu kiện chịu uốn đặt cốt thép đơn

Căn cứ vào cấp độ bền của bê tông B30, tra bảng ta xác định được các thông số

    đối với nhóm cốt thép AIII và giả thiết khoảng cách từ mép bê tông chịu kéo đến trọng tâm nhóm cốt thép chịu kéo là a  70mm    h o h a

     đối với nhóm cốt thép AIII

 Tính Ví dụ tính toán dầm điển hình B1 lầu 1

Do dầm là cấu kiện chịu uốn nên lấy biểu đồ bao để tính cốt thép Dầm được tính toán theo cấu kiện chịu uốn đặt cốt thép đơn

Căn cứ vào cấp độ bền của bê tông B30, tra bảng ta xác định được các thông số 0.583; 0.413

    đối với nhóm cốt thép AIII và

Giả thiết khoảng cách từ mép bê tông chịu kéo đến trọng tâm nhóm cốt thép chịu kéo là

     đối với nhóm cốt thép AIII

 Chọn tính cốt thép dầm B1 (tầng 1)

 Tại nhịp với moment M n = 105.970 (kNm)

Chiều cao làm việc của dầm: h 0 650 65 585(mm)

Kiểm tra hàm lượng thép: tt s o

 Tại gối 2 với moment M g 38.140 (kNm)

Chiều cao làm việc của dầm: h  650  65  585(mm)

Kiểm tra hàm lượng thép: tt s o

Tương tự đối với các dầm khung còn lại ta có bảng kết quả tính toán như bên dưới

Bảng 15: kết quả thép dầm lầu 1

Kiem x C.thép tính Chọn thép

DẦM (kNm) (mm) (mm) (mm) (mm) tra A s (mm 2 ) A s (mm 2 ) As (%)

LAU 1 1B1 -0.9459 200 200 20 180 0.010 OK 0.010 14.467 2ỉ22 760.2 OK 0.040 LAU 1 1B2 54.2634 300 650 65 585 0.035 OK 0.035 258.679 2ỉ22 760.2 OK 0.147 LAU 1 1B2 115.165 300 650 65 585 0.073 OK 0.076 560.721 3ỉ22 1140.3 OK 0.319 LAU 1 1B2 35.0047 300 650 65 585 0.022 OK 0.023 165.806 2ỉ22 760.2 OK 0.094 LAU 1 1B2 -154.0442 300 650 65 585 0.098 OK 0.103 760.771 3ỉ22 1140.3 OK 0.433 LAU 1 1B2 29.3977 300 650 65 585 0.019 OK 0.019 138.991 2ỉ22 760.2 OK 0.079 LAU 1 1B2 -197.1605 300 650 65 585 0.126 OK 0.135 989.970 5ỉ22 1901 OK 0.564 LAU 1 1B3 -52.044 400 650 65 585 0.025 OK 0.025 246.843 2ỉ22 760.2 OK 0.105 LAU 1 1B3 109.6111 400 650 65 585 0.052 OK 0.054 527.526 2ỉ22 760.2 OK 0.225 LAU 1 1B3 109.1707 400 650 65 585 0.052 OK 0.054 525.347 2ỉ22 760.2 OK 0.225 LAU 1 1B3 -353.0414 400 650 65 585 0.169 OK 0.186 1822.757 6ỉ22 2280.6 OK 0.779 LAU 1 1B3 -85.9496 400 650 65 585 0.041 OK 0.042 411.144 2ỉ22 760.2 OK 0.176 LAU 1 1B3 -42.7631 400 650 65 585 0.020 OK 0.021 202.359 2ỉ22 760.2 OK 0.086 LAU 1 1B4 -10.7315 200 300 20 280 0.045 OK 0.046 107.465 2ỉ22 760.2 OK 0.192 LAU 1 1B4 -2.1083 200 300 20 280 0.009 OK 0.009 20.721 2ỉ22 760.2 OK 0.037

LAU 1 1B4 -13.7417 200 300 20 280 0.057 OK 0.059 138.548 2ỉ22 760.2 OK 0.247 LAU 1 1B4 -8.1434 200 300 20 280 0.034 OK 0.035 81.081 2ỉ22 760.2 OK 0.145

LAU 1 1B5 -13.5814 200 300 30 270 0.061 OK 0.063 142.284 2ỉ22 760.2 OK 0.263 LAU 1 1B5 -6.9557 200 300 30 270 0.031 OK 0.032 71.717 2ỉ22 760.2 OK 0.133 LAU 1 1B5 -2.1147 200 300 30 270 0.009 OK 0.010 21.561 2ỉ22 760.2 OK 0.040 LAU 1 1B6 -4.2E-05 200 300 30 270 0.000 OK 0.000 0.000 2ỉ22 760.2 OK 0.000

LAU 1 1B7 251.7159 400 650 65 585 0.120 OK 0.128 1259.755 3ỉ28 1847.4 OK 0.538 LAU 1 1B7 138.1957 400 650 65 585 0.066 OK 0.068 670.100 2ỉ28 1231.6 OK 0.286 LAU 1 1B7 167.148 400 650 65 585 0.080 OK 0.083 816.812 2ỉ28 1231.6 OK 0.349 LAU 1 1B7 -194.5282 400 650 65 585 0.093 OK 0.098 957.795 2ỉ28 1231.6 OK 0.409 LAU 1 1B7 -179.7491 400 650 65 585 0.086 OK 0.090 881.420 2ỉ28 1231.6 OK 0.377 LAU 1 1B7 -490.4622 400 650 65 585 0.234 OK 0.271 2656.783 5ỉ28 3079 OK 1.135 LAU 1 1B8 -0.71 200 300 30 270.000 0.00318 OK 0.003 7.21596656 2ỉ22 760.2 OK 0.01336 LAU 1 1B8 -6.012 200 300 30 270.000 0.02695 OK 0.027 61.8495548 2ỉ22 760.2 OK 0.11454 LAU 1 1B8 -0.6939 200 300 30 270.000 0.00311 OK 0.003 7.0520812 2ỉ22 760.2 OK 0.01306 LAU 1 1B8 -9.5985 200 300 30 270.000 0.04303 OK 0.044 99.5880048 2ỉ22 760.2 OK 0.18442 LAU 1 1B8 -21.3906 200 300 30 270.000 0.09589 OK 0.101 228.596192 2ỉ22 760.2 OK 0.42333 LAU 1 1B8 -9.4715 200 300 30 270.000 0.04246 OK 0.043 98.240432 2ỉ22 760.2 OK 0.18193 LAU 1 1B9 16.4184 300 650 65 585.000 0.01045 OK 0.011 77.298268 2ỉ22 760.2 OK 0.04404 LAU 1 1B9 144.9231 300 650 65 585.000 0.09226 OK 0.097 713.298165 2ỉ22 760.2 OK 0.40644 LAU 1 1B9 72.506 300 650 65 585.000 0.04616 OK 0.047 347.787763 2ỉ22 760.2 OK 0.19817 LAU 1 1B9 -244.2939 300 650 65 585.000 0.15552 OK 0.170 1250.35813 5ỉ22 1901 OK 0.71245

LAU 1 1B9 21.3637 300 650 65 585.000 0.0136 OK 0.014 100.742244 2ỉ22 760.2 OK 0.0574 LAU 1 1B9 -207.1397 300 650 65 585.000 0.13187 OK 0.142 1044.20372 6ỉ22 2280.6 OK 0.59499 LAU 1 1B10 -7.3019 200 300 30 270.000 0.03273 OK 0.033 75.3474019 2ỉ22 760.2 OK 0.13953 LAU 1 1B10 3.1061 200 300 30 270.000 0.01392 OK 0.014 31.7405504 2ỉ22 760.2 OK 0.05878 LAU 1 1B10 4.9902 200 300 30 270.000 0.02237 OK 0.023 51.2156309 2ỉ22 760.2 OK 0.09484 LAU 1 1B10 -17.5584 200 300 30 270.000 0.07871 OK 0.082 185.79231 2ỉ22 760.2 OK 0.34406 LAU 1 1B10 -11.566 200 300 30 270.000 0.05185 OK 0.053 120.573024 2ỉ22 760.2 OK 0.22328 LAU 1 1B10 -2.2397 200 300 30 270.000 0.01004 OK 0.010 22.8417839 2ỉ22 760.2 OK 0.0423 LAU 1 1B11 -0.2398 200 300 20 280.000 0.001 OK 0.001 2.3475535 2ỉ22 760.2 OK 0.00419 LAU 1 1B11 -2.2007 200 300 20 280.000 0.00917 OK 0.009 21.6329497 2ỉ22 760.2 OK 0.03863 LAU 1 1B11 -5.0776 200 300 20 280.000 0.02117 OK 0.021 50.2201794 2ỉ22 760.2 OK 0.08968 LAU 1 1B11 -0.5479 200 300 20 280.000 0.00228 OK 0.002 5.36719264 2ỉ22 760.2 OK 0.00958 LAU 1 1B11 -4.498 200 300 20 280.000 0.01875 OK 0.019 44.4322554 2ỉ22 760.2 OK 0.07934 LAU 1 1B11 -11.8675 200 300 20 280.000 0.04947 OK 0.051 119.143975 2ỉ22 760.2 OK 0.21276 LAU 1 1B12 4.9473 400 650 20 630.000 0.00204 OK 0.002 21.5366318 2ỉ28 1231.6 OK 0.00855 LAU 1 1B12 187.0052 400 650 20 630.000 0.07699 OK 0.080 847.21802 2ỉ28 1231.6 OK 0.3362 LAU 1 1B12 63.516 400 650 20 630.000 0.02615 OK 0.026 279.925562 2ỉ28 1231.6 OK 0.11108 LAU 1 1B12 -512.39 400 650 20 630.000 0.21094 OK 0.240 2531.63806 5ỉ28 3079 OK 1.00462 LAU 1 1B12 -23.8978 400 650 20 630.000 0.00984 OK 0.010 104.442398 2ỉ28 1231.6 OK 0.04145 LAU 1 1B12 -185.7205 400 650 20 630.000 0.07646 OK 0.080 841.145889 2ỉ28 1231.6 OK 0.33379 LAU 1 1B13 75.0875 400 650 20 630.000 0.03091 OK 0.031 331.747768 2ỉ28 1231.6 OK 0.13165 LAU 1 1B13 192.7813 400 650 20 630.000 0.07937 OK 0.083 874.565758 2ỉ28 1231.6 OK 0.34705 LAU 1 1B13 -5.321 400 650 20 630.000 0.00219 OK 0.002 23.1652136 2ỉ28 1231.6 OK 0.00919 LAU 1 1B13 -166.691 400 650 20 630.000 0.06862 OK 0.071 751.643087 2ỉ28 1231.6 OK 0.29827 LAU 1 1B13 -31.4922 400 650 20 630.000 0.01296 OK 0.013 137.851871 2ỉ28 1231.6 OK 0.0547 LAU 1 1B13 -535.7468 400 650 20 630.000 0.22056 OK 0.252 2666.35804 5ỉ28 3079 OK 1.05808 LAU 1 1B14 65.4161 300 650 65 585.000 0.04164 OK 0.043 313.02227 2ỉ28 1231.6 OK 0.17836 LAU 1 1B14 159.8174 300 650 65 585.000 0.10174 OK 0.108 790.996524 2ỉ28 1231.6 OK 0.45071

LAU 1 1B14 38.8066 300 650 65 585.000 0.0247 OK 0.025 184.044846 2ỉ28 1231.6 OK 0.10487 LAU 1 1B14 -371.3939 300 650 65 585.000 0.23643 OK 0.274 2015.42024 5ỉ28 3079 OK 1.14839 LAU 1 1B14 -11.6888 300 650 65 585.000 0.00744 OK 0.007 54.947272 2ỉ28 1231.6 OK 0.03131 LAU 1 1B14 -339.0834 300 650 65 585.000 0.21586 OK 0.246 1810.91716 5ỉ28 3079 OK 1.03186 LAU 1 1B15 1.179 200 200 20 180.000 0.01189 OK 0.012 18.0531939 2ỉ22 760.2 OK 0.05015 LAU 1 1B15 2.1081 200 200 20 180.000 0.02126 OK 0.021 32.4353407 2ỉ22 760.2 OK 0.0901 LAU 1 1B15 0.3914 200 200 20 180.000 0.00395 OK 0.004 5.96918795 2ỉ22 760.2 OK 0.01658 LAU 1 1B15 -5.7633 200 200 20 180.000 0.05813 OK 0.060 90.4310546 2ỉ22 760.2 OK 0.2512 LAU 1 1B15 -2.3763 200 200 20 180.000 0.02397 OK 0.024 36.6131126 2ỉ22 760.2 OK 0.1017 LAU 1 1B15 -0.6294 200 200 20 180.000 0.00635 OK 0.006 9.61051153 2ỉ22 760.2 OK 0.0267 LAU 1 1B16 5.1777 150 300 20 280.000 0.02878 OK 0.029 51.4131333 2ỉ22 760.2 OK 0.12241 LAU 1 1B16 6.3669 150 300 20 280.000 0.03539 OK 0.036 63.4414943 2ỉ22 760.2 OK 0.15105 LAU 1 1B16 4.1056 150 300 20 280.000 0.02282 OK 0.023 40.6413027 2ỉ22 760.2 OK 0.09677 LAU 1 1B16 -13.0224 150 300 20 280.000 0.07238 OK 0.075 132.399177 2ỉ22 760.2 OK 0.31524 LAU 1 1B16 -1.2076 150 300 20 280.000 0.00671 OK 0.007 11.8559675 2ỉ22 760.2 OK 0.02823 LAU 1 1B16 -12.9291 150 300 20 280.000 0.07186 OK 0.075 131.412323 2ỉ22 760.2 OK 0.31289 LAU 1 1B17 27.5526 250 500 50 450.000 0.03557 OK 0.036 170.842593 2ỉ28 1231.6 OK 0.15186 LAU 1 1B17 66.8259 250 500 50 450.000 0.08628 OK 0.090 426.105819 2ỉ28 1231.6 OK 0.37876 LAU 1 1B17 54.3177 250 500 50 450.000 0.07013 OK 0.073 343.189174 2ỉ28 1231.6 OK 0.30506 LAU 1 1B17 -149.0055 250 500 50 450.000 0.19237 OK 0.216 1016.80926 2ỉ28 1231.6 OK 0.90383 LAU 1 1B17 -14.3632 250 500 50 450.000 0.01854 OK 0.019 88.2733711 2ỉ28 1231.6 OK 0.07847 LAU 1 1B17 -112.9274 250 500 50 450.000 0.1458 OK 0.158 746.641163 2ỉ28 1231.6 OK 0.66368 LAU 1 1B18 63.5108 300 650 65 585.000 0.04043 OK 0.041 303.7088 2ỉ28 1231.6 OK 0.17305 LAU 1 1B18 140.6062 300 650 65 585.000 0.08951 OK 0.094 690.947697 2ỉ28 1231.6 OK 0.3937 LAU 1 1B18 92.9149 300 650 65 585.000 0.05915 OK 0.061 448.839971 2ỉ28 1231.6 OK 0.25575 LAU 1 1B18 -273.8734 300 650 65 585.000 0.17435 OK 0.193 1419.59934 3ỉ28 1847.4 OK 0.80889 LAU 1 1B18 -33.5258 300 650 65 585.000 0.02134 OK 0.022 158.723409 2ỉ28 1231.6 OK 0.09044 LAU 1 1B18 -267.8193 300 650 65 585.000 0.1705 OK 0.188 1384.57 3ỉ28 1847.4 OK 0.78893

LAU 1 1B19 57.1949 250 500 20 480.000 0.0649 OK 0.067 337.797242 2ỉ28 1231.6 OK 0.2815 LAU 1 1B19 80.4085 250 500 20 480.000 0.09124 OK 0.096 482.050691 2ỉ28 1231.6 OK 0.40171 LAU 1 1B19 10.1431 250 500 20 480.000 0.01151 OK 0.012 58.2314652 2ỉ28 1231.6 OK 0.04853 LAU 1 1B19 -155.6844 250 500 20 480.000 0.17666 OK 0.196 985.06317 2ỉ28 1231.6 OK 0.82089 LAU 1 1B19 -64.7859 250 500 20 480.000 0.07351 OK 0.076 384.476162 2ỉ28 1231.6 OK 0.3204 LAU 1 1B19 -193.4005 250 500 20 480.000 0.21945 OK 0.251 1262.25943 3ỉ28 1847.4 OK 1.05188 LAU 1 1B20 51.3515 400 650 65 585.000 0.02452 OK 0.025 243.516918 2ỉ28 1231.6 OK 0.10407 LAU 1 1B20 172.9427 400 650 65 585.000 0.08257 OK 0.086 846.464809 2ỉ28 1231.6 OK 0.36174 LAU 1 1B20 292.2587 400 650 65 585.000 0.13954 OK 0.151 1480.45714 3ỉ28 1847.4 OK 0.63267 LAU 1 1B20 -596.8883 400 650 65 585.000 0.28499 OK 0.344 3376.58165 6ỉ28 3694.8 OK 1.44298 LAU 1 1B20 -224.9876 400 650 65 585.000 0.10742 OK 0.114 1117.31984 2ỉ28 1231.6 OK 0.47749 LAU 1 1B20 -176.0488 400 650 65 585.000 0.08406 OK 0.088 862.399653 5ỉ28 3079 OK 0.36855 LAU 1 1B21 133.4758 250 500 50 450.000 0.17232 OK 0.190 898.171859 2ỉ28 1231.6 OK 0.79837 LAU 1 1B21 103.513 250 500 50 450.000 0.13364 OK 0.144 679.115891 2ỉ28 1231.6 OK 0.60366 LAU 1 1B21 193.9747 250 500 50 450.000 0.25043 OK 0.294 1384.08987 3ỉ28 1847.4 OK 1.2303 LAU 1 1B21 -262.5267 250 500 50 450.000 0.33894 OK 0.432 2039.26081 5ỉ28 3079 OK 1.81268 LAU 1 1B21 -93.4584 250 500 50 450.000 0.12066 OK 0.129 608.224441 2ỉ28 1231.6 OK 0.54064 LAU 1 1B21 -256.8166 250 500 50 450.000 0.33156 OK 0.420 1978.69366 5ỉ28 3079 OK 1.75884 LAU 1 1B22 47.5911 250 500 50 450.000 0.06144 OK 0.063 299.242287 2ỉ28 1231.6 OK 0.26599 LAU 1 1B22 57.6636 250 500 50 450.000 0.07445 OK 0.077 365.214261 2ỉ28 1231.6 OK 0.32463 LAU 1 1B22 50.7603 250 500 50 450.000 0.06553 OK 0.068 319.892881 2ỉ28 1231.6 OK 0.28435 LAU 1 1B22 -118.7758 250 500 50 450.000 0.15335 OK 0.167 789.173826 2ỉ28 1231.6 OK 0.70149 LAU 1 1B22 -7.5247 250 500 50 450.000 0.00971 OK 0.010 46.0371984 2ỉ28 1231.6 OK 0.04092 LAU 1 1B22 -132.1322 250 500 50 450.000 0.17059 OK 0.188 888.080405 2ỉ28 1231.6 OK 0.7894 LAU 1 1B23 77.4875 400 650 65 585.000 0.037 OK 0.038 369.870171 2ỉ28 1231.6 OK 0.15806 LAU 1 1B23 195.4426 400 650 65 585.000 0.09332 OK 0.098 962.542371 2ỉ28 1231.6 OK 0.41134 LAU 1 1B23 264.3756 400 650 65 585.000 0.12623 OK 0.135 1328.05387 3ỉ28 1847.4 OK 0.56754 LAU 1 1B23 -578.0486 400 650 65 585.000 0.27599 OK 0.331 3243.41102 6ỉ28 3694.8 OK 1.38607

LAU 1 1B23 -216.4959 400 650 65 585.000 0.10337 OK 0.109 1072.55354 2ỉ28 1231.6 OK 0.45836 LAU 1 1B23 -200.3486 400 650 65 585.000 0.09566 OK 0.101 988.055398 2ỉ28 1231.6 OK 0.42225 LAU 1 1B24 7.4124 300 650 65 585.000 0.00472 OK 0.005 34.7967308 2ỉ22 760.2 OK 0.01983 LAU 1 1B24 114.9688 300 650 65 585.000 0.07319 OK 0.076 559.725908 2ỉ22 760.2 OK 0.31893 LAU 1 1B24 81.0742 300 650 65 585.000 0.05161 OK 0.053 390.033656 2ỉ22 760.2 OK 0.22224 LAU 1 1B24 -186.5549 300 650 65 585.000 0.11876 OK 0.127 932.83411 3ỉ22 1140.3 OK 0.53153 LAU 1 1B24 -0.47 300 650 65 585.000 0.0003 OK 0.000 2.20147681 2ỉ22 760.2 OK 0.00125 LAU 1 1B24 -161.4855 300 650 65 585.000 0.1028 OK 0.109 799.755751 3ỉ22 1140.3 OK 0.4557 LAU 1 1B25 94.1277 400 650 65 585.000 0.04494 OK 0.046 451.205306 2ỉ22 760.2 OK 0.19282 LAU 1 1B25 105.2387 400 650 65 585.000 0.05025 OK 0.052 505.910361 2ỉ22 760.2 OK 0.2162 LAU 1 1B25 -45.3038 400 650 65 585.000 0.02163 OK 0.022 214.516668 2ỉ22 760.2 OK 0.09167 LAU 1 1B25 -49.7675 400 650 65 585.000 0.02376 OK 0.024 235.912746 2ỉ22 760.2 OK 0.10082 LAU 1 1B25 -78.8209 400 650 65 585.000 0.03763 OK 0.038 376.361808 2ỉ22 760.2 OK 0.16084 LAU 1 1B25 -337.868 400 650 65 585.000 0.16132 OK 0.177 1735.94798 6ỉ22 2280.6 OK 0.74186 LAU 1 1B26 146.3265 250 500 50 450.000 0.18892 OK 0.211 996.073257 2ỉ28 1231.6 OK 0.8854 LAU 1 1B26 102.2779 250 500 50 450.000 0.13205 OK 0.142 670.340706 2ỉ28 1231.6 OK 0.59586 LAU 1 1B26 193.2145 250 500 50 450.000 0.24945 OK 0.292 1377.54523 3ỉ28 1847.4 OK 1.22448 LAU 1 1B26 -271.73 250 500 50 450.000 0.35082 OK 0.454 2139.87609 5ỉ28 3079 OK 1.90211 LAU 1 1B26 -90.4355 250 500 50 450.000 0.11676 OK 0.125 587.149027 2ỉ28 1231.6 OK 0.52191 LAU 1 1B26 -254.8631 250 500 50 450.000 0.32904 OK 0.415 1958.27825 5ỉ28 3079 OK 1.74069

2.1.2 Tính toán cốt thép đai Để đơn giản cho việc tính toán và thi công cốt thép cho dầm chọn lực cắt lớn nhất trong các dầm mặt bằng tầng 1 để tính toán cốt ngang cho các nhịp dầm, sau đó bố trí thép cho các nhịp dầm còn lại theo kết quả tính toán được

Lực cắt lớn nhất trong dầm B1 với Qmax= 117.329 kN

 Tớnh thộp đai bố trớ cho đoạn ẳ ở đầu dầm cú lực cắt lớn nhất: Q max  117.329(kN)

 Khả năng chịu cắt của bê tông:

Q   (1  )R   b h 0.6 1.2 400 585 10     159.48(kN) Q 117.329kN  Bêtông không đủ khả năng chịu cắt cần phải tính cốt đai

Dựng đai ỉ8 bố trớ 2 nhỏnh

2 2 sw sw b 2 n b bt 0 tt 2 max

 Bước đai cấu tạo: (ứng với h = 650 mm > 450 mm) Theo điều 8.7.6 TCVN 5574-2012, đối với dầm có chiều cao h 450mm ct s min h;300mm 200mm

  cho đoạn gần gối tựa (một khoảng bằng 1/4 nhịp)

Khoảng cách thiết kế của cốt đai

Chọn smin s ,s ,s ct tt max min 200;1511.5;1890  cho đoạn gần gối tựa

Chọn:ỉ8a150 trong phạm vi 1/4 đoạn đầu dầm

 Kiểm tra khả năng chống nén vỡ bê tông w1 b1 b o

Vậy thỏa điều kiện, không cần tăng kích thước dầm

 Khả năng chịu cắt của bê tông và cốt đai

Với tiết diện chữ nhật   f 0, Cấu kiện không có lực dọc   n 0

    Bê tông và cốt đai đã đủ khả năng chịu cắt, không cần bố trí cốt xiên

 Tớnh thộp đai bố trớ cho đoạn ẵ nhịp giữa dầm

Khả năng chịu cắt của bê tông

 Bê tông đủ khả năng chịu cắt không phải cần tính cốt đai,cốt đai bố trí theo cấu tạo ct s min 3h;500mm 500mm

  cho đoạn giữa nhịp (một khoảng bằng 1/2 nhịp)

Chọn:ỉ8a250 trong phạm vi 1/2 nhịp giữa dầm

Tương tự đối với các dầm còn lại ta có bảng kết quả tính toán như bên dưới:

Bảng 16: Cốt thép đai dầm tầng 1

Vị trí Qmax Bước tốt đai Bố trí dầm (kN) Stt (mm) Smax (mm) Sct (mm) Schọn (mm) cốt đai

2.2.1 Tính toán cốt thép dọc cho cột

Hiện nay, tiêu chuẩn Việt Nam chưa có hướng dẫn cụ thể về cách tính toán cột chịu nén lệch tâm xiên Trong quá trình thiết kế, các kỹ sư thường áp dụng ba phương pháp chính để xử lý vấn đề này Việc nắm rõ các phương pháp này giúp đảm bảo độ chính xác và an toàn trong thiết kế kết cấu Do đó, việc hiểu rõ các phương pháp tính toán cột chịu nén lệch tâm xiên là rất cần thiết để đáp ứng tiêu chuẩn xây dựng hiện hành.

- 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 trí thép đều theo chu vi cột

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

Trong thực hành tính toán, biểu đồ tương tác chủ yếu được sử dụng để kiểm tra và đánh giá kết quả bài toán, giúp người dùng dễ dàng phân tích dữ liệu Phương pháp thứ hai, là phương pháp tính toán chính trong đề tài của sinh viên, mang lại hiệu quả chính xác và độ tin cậy cao hơn trong quá trình phân tích và xử lý số liệu.

Trong đồ án, sinh viên lựa chọn phương pháp tính toán thứ hai để xác định cốt thép dọc trong cột, dựa trên cơ sở lý thuyết của TCVN 5574 – 2012 và sách "Tính toán tiết diện cột bê tông cốt thép" của GS Nguyễn Đình Cộng Để tính cốt thép cho cột đơn giản, cần xác định bộ ba nội lực nguy hiểm gồm: nội lực tác dụng lên cột, tải trọng tác dụng và các yếu tố ảnh hưởng đến độ bền của cột Điều này giúp đảm bảo tính chính xác trong thiết kế cột bê tông cốt thép, phù hợp với tiêu chuẩn kỹ thuật và các hướng dẫn của chuyên gia.

Cặp 1: N max và Mx, My tương ứng

Cặp 2: M x max và N, My tương ứng

Cặp 3: M y max và N, Mx tương ứng

Tùy vào từng trường hợp cụ thể, ta có thể lựa chọn một trong các bộ ba nội lực nguy hiểm để tính toán cốt thép phù hợp Để đảm bảo tính chính xác, sinh viên cần tính toán tất cả các tổ hợp nội lực sau đó chọn lượng thép lớn nhất để bố trí hợp lý Cơ sở lý thuyết về phương pháp tính toán này giúp đảm bảo an toàn và tối ưu kết cấu.

Bản chất của phương pháp này là đưa bài toán lệch tâm xiên thành bài toán lệch tâm phẳng tương đương

 Bước 1: Kiểm tra điều kiện tính toán của cột lệch tâm xiên y x

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

 Bước 2: Tính toán độ ảnh hưởng uốn dọc theo hai phương

Chiều dài tính toán: l ox    x lvà l oy    y l Độ lệch tâm ngẫu nhiên: ax l ox C x e max ;

  Độ lệch tâm tĩnh học: 1x M x e  N và 1y M y e  N Độ lệch tâm tính toán: eox max e ;e ax 1x  và e oy  max e ; e  ay 1y  Độ mảnh theo hai phương: x ox x l 0.288C

Tính hệ số ảnh hưởng của uốn dọc

Nếu   x 28   x 1 (bỏ qua ảnh hưởng của uốn dọc)

 (kể đến ảnh hưởng của uốn dọc)

Moment tăng lên do uốn dọc: M ' x  N e x ox

Theo phương Y : tương tự phương X

Trong bước 3, cần quy đổi bài toán lệch tâm xiên sang bài toán lệch tâm phẳng tương đương để đơn giản hóa quá trình phân tích Việc này giúp chuyển đổi các vấn đề lệch tâm theo phương xiên thành các bài toán lệch tâm phẳng theo phương X hoặc phương Y, từ đó dễ dàng xác định các mô men, ứng dụng lực và tính toán chịu lực chính xác hơn Quy đổi này là bước quan trọng trong quá trình phân tích kết cấu, đảm bảo các phép tính phản ánh đúng trạng thái thực của hệ thống lệch tâm.

 Bước 4: Tính toán tiết diện thép yêu cầu

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

  h Khi x 1  h o thì m o  0.4 Độ lệch tâm tính toán o h e e a

    nén lệch tâm rất bé, tính toán gần như nén đúng tâm

Hệ số độ lệch tâm  e :

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

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

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

  h Diện tích toàn bộ cốt thép được tính như sau: b o st sc a

   và x 1   R h o  tính 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: tt s min tt max o

Thỏa yêu cầu về kinh tế:

Hàm lượng thép hợp lý: 1%   tt 4%thiết kế có kháng chấn

 Bước 6: Bố trí cốt thép

Cốt thép dọc cột chịu nén lệch tâm xiên được đặt theo chu vi nhằm đảm bảo khả năng chịu lực tối ưu Trong đó, cốt thép được bố trí theo cạnh b với mật độ lớn hơn hoặc bằng mật độ theo cạnh h, nhằm tăng cường độ bền và độ ổn định cho kết cấu Việc sử dụng thiết kế này giúp nâng cao khả năng chịu lực của cột trong điều kiện chịu nén lệch tâm xiên.

Quy định khoảng cách giữa hai cốt dọc kề nhau: 50 t 400 c) Kết quả tính toán

Bảng 17: Bảng tính cốt thép dọc cột khung trục 2

Story Column Load Loc P My Mx L Cx Cy a As μ% Chọn thép Aschon kN kN.m kN.m cm cm cm cm cm² dc cm² KL

Các dữ liệu cho thấy các chỉ số về điện, áp lực, công suất và khoảng cách của nhiều thiết bị như THUONG C1, LAU 14, LAU 13, LAU 12, LAU 11, LAU 10, LAU 9, LAU 8, LAU 7, LAU 6, LAU 5, LAU 4, LAU 3, LAU 2, LAU 1, LUNG, TRET, HAM 1, HAM 2, HAM 3, và các thiết bị trong hệ thống C6 Comb8, đều đạt các tiêu chuẩn kỹ thuật, với các giá trị điện áp âm, công suất lớn, áp lực ổn định, và năng suất cao Các thiết bị này đều hoạt động chính xác và ổn định, thể hiện qua các chỉ số như dòng điện, điện trở, công suất và tần suất phù hợp, góp phần đảm bảo hệ thống vận hành hiệu quả Các số liệu này cho thấy khả năng làm việc liên tục và đáng tin cậy của thiết bị trong các điều kiện khác nhau, phù hợp với quy chuẩn kỹ thuật và yêu cầu của hệ thống.

LAU 11 C6 Comb8 Max 0 -1992 312.43 21.446 3.5 60 50 5 10.844 0.4016 20ỉ25 98.175 OK LAU 10 C6 Comb8 Max 0 -2418 347.18 23.578 3.5 70 50 5 8.9361 0.2837 22ỉ25 107.94 OK LAU 9 C6 Comb8 Max 0 -2841 346.62 23.123 3.5 70 50 5 8.1108 0.2575 22ỉ25 107.94 OK LAU 8 C6 Comb8 Max 0 -3268 347.73 23.061 3.5 70 50 5 25.157 0.7986 22ỉ25 107.94 OK LAU 7 C6 Comb4 Max 0 -3083 341.8 27.046 3.5 70 50 5 99.316 3.1529 22ỉ25 107.94 OK LAU 6 C6 Comb8 Max 0 -4143 300.09 19.039 3.5 70 50 5 16.475 0.523 22ỉ25 107.94 OK LAU 5 C6 Comb8 Max 0 -4588 391.29 17.542 3.5 70 60 5 -3.425 -0.089 24ỉ25 117.81 OK LAU 4 C6 Comb8 Max 0 -5036 366.23 17.756 3.5 70 60 5 2.3235 0.0604 24ỉ25 117.81 OK LAU 3 C6 Comb8 Max 0 -5501 355.05 17.443 3.5 70 60 5 12.624 0.3279 24ỉ25 117.81 OK LAU 2 C6 Comb8 Max 0 -5983 344.37 18.047 3.5 70 60 5 24.238 0.6296 24ỉ25 117.81 OK LAU 1 C6 Comb9 Min 0 -7431 -89.11 -17.27 3.5 70 60 5 33.979 0.8826 24ỉ25 117.81 OK LUNG C6 Comb9 Min 0 -7890 -129.9 -19.32 3.5 80 70 5 -18.41 -0.354 26ỉ25 127.63 OK TRET C6 Comb9 Min 0 -8349 -133.1 -11.4 3.5 80 70 5 -4.295 -0.083 26ỉ25 127.63 OK HAM 1 C6 Comb9 Min 2.85 -8983 -113.6 1.4816 3.5 80 70 5 13.089 0.2517 26ỉ25 127.63 OK HAM 2 C6 Comb9 Min 0 -9723 17.549 0.6162 3.5 80 70 5 27.691 0.5325 26ỉ25 127.63 OK HAM 3 C6 Comb9 Min 0 -10445 -8.803 0.2809 3.5 80 70 5 49.239 0.9469 26ỉ25 127.63 OK THUONG C16 Comb9 Min 0 -285.1 -312.9 -0.42 3.5 60 50 5 43.129 1.5974 12ỉ25 58.875 OK LAU 14 C16 Comb9 Min 0 -725 -279.8 -3.429 3.5 60 50 5 24.291 0.8997 14ỉ25 68.722 OK LAU 13 C16 Comb9 Min 0 -1172 -293.1 -2.386 3.5 60 50 5 15.994 0.5924 16ỉ25 78.54 OK LAU 12 C16 Comb9 Min 0 -1621 -301.1 -1.701 3.5 60 50 5 10.148 0.3759 18ỉ25 88.357 OK LAU 11 C16 Comb9 Min 0 -2076 -293.6 -3.095 3.5 60 50 5 5.2471 0.1943 20ỉ25 98.175 OK LAU 10 C16 Comb9 Min 0 -2533 -326.2 -7.184 3.5 70 50 5 3.4577 0.1098 22ỉ25 107.94 OK LAU 9 C16 Comb9 Min 0 -2990 -326.2 -6.687 3.5 70 50 5 9.4244 0.2992 22ỉ25 107.94 OK LAU 8 C16 Comb9 Min 0 -3457 -327.6 -6.575 3.5 70 50 5 12.231 0.3883 22ỉ25 107.94 OK LAU 7 C16 Comb9 Min 0 -3933 -333.9 -5.402 3.5 70 50 5 21.601 0.6858 22ỉ25 107.94 OK LAU 6 C16 Comb9 Min 0 -4423 -283.1 -8.053 3.5 70 50 5 17.338 0.5504 22ỉ25 107.94 OK LAU 5 C16 Comb9 Min 0 -4920 -368.6 -11.17 3.5 70 60 5 -0.822 -0.021 24ỉ25 117.81 OK

THIẾT KẾ CẦU THANG

Cầu thang tầng hầm đến thượng của công trình này là cầu thang 2 vế dạng bản Mỗi vế gồm 11 bậc thang với kích thước:h b 150 mm ;l   b 300(mm).

Góc nghiêng cầu thang: b b h 150 tg 0.5; 26.55 l 300

Chiều dày bản thang đươc chọn sơ bộ theo công thức:

Với Lo là nhịp tính toán của bản thang: L o 1500 3300 4800(mm)

Chọn bề dày bản thang như sơ bộ chọn h b 150 mm  

Dầm chiếu nghỉ và dầm chiếu tới có kích thước b×h được chọn sơ bộ là:

Chọn kích thước dầm thang: b h   200 300 mm   

Bê tông B30:Rb 17 MPa ; R  b t 1.2 MPa E ; b  32.5 10 MPa. 3

Thộp AI ỉ 10 :   Rs Rsc 225 MPa , R  sw 175 MPa ;Es  21010 M 3 Pa

Thộp AIII ỉ 10 :   Rs Rsc 365 MPa , R  sw 290 MPa ;Es  20010 M 3 Pa

Lớp gạch Ceramic: δ td1 = (l b + h b )δ i cos α l b = (0.3 + 0.15)×0.022×0.89

Lớp bậc thang: δ td = h b cos α

STT TẢI TRỌNG VẬT LIỆU CHIỀU DÀY g q tc n q tt (kN/m 3 ) (kN/m) (kN/m)

Trong công trình, để tính toán chính xác, người ta cắt một dãy có bề rộng 1 mét Vì hai vế cầu thang trong công trình giống nhau, sinh viên chỉ cần tính cho một vế rồi áp dụng kết quả cho vế còn lại nhằm tiết kiệm thời gian Cầu thang bộ nằm hoàn toàn trong vách lõi thang, và phương án thi công sử dụng sàn bê tông cốt thép toàn khối để thuận tiện trong quá trình thi công Phần lõi thang và sàn tầng được thi công hoàn thành trước, sau đó mới tiến hành thi công cầu thang bộ, đảm bảo công trình đạt yêu cầu về kỹ thuật và tiến độ.

Trong kết cấu bê tông toàn khối, không có liên kết nào hoàn toàn là ngàm tuyệt đối hay liên kết khớp tuyệt đối, do đó việc hiểu rõ về các loại liên kết này là rất quan trọng để đảm bảo tính toàn vẹn và an toàn của công trình Liên kết giữa bản thang với dầm chiếu tới, dầm chiếu nghỉ đóng vai trò quan trọng trong việc phân phối tải trọng và duy trì sự ổn định của kết cấu bê tông toàn khối Hiểu đúng về các mối liên kết này giúp tối ưu hóa thiết kế và nâng cao độ bền của công trình xây dựng.

TẢI CHIỀU DÀY g q tc q tt

TRỌNG TƯƠNG ĐƯƠNG (kN/m 3 ) (kN/m) (kN/m)

Tổng tĩnh tải liên kết giữa bản thang và vách cứng phụ thuộc vào độ cứng của các bộ phận kết cấu, tải trọng chịu đựng và công tác thi công Việc xác định đúng loại liên kết giúp đảm bảo khả năng chịu lực và độ bền của kết cấu thang Chọn lựa phù hợp các liên kết này rất quan trọng để tối ưu hóa an toàn và khả năng chịu lực của công trình.

Bản thang được gác lên dầm với tỷ số: d s h 300

Theo sách “Kết cấu bê tông cốt thép, tập 3 cấu kiện đặc biệt” của Võ Bá Tầm, sinh viên chọn liên kết khớp giữa bản thang và dầm chiếu tới để đảm bảo độ bền và tính ổn định của kết cấu Liên kết khớp là phương pháp phổ biến trong các cấu kiện đặc biệt, góp phần nâng cao khả năng chịu lực và giảm thiểu rủi ro rung chấn Việc chọn loại liên kết phù hợp đóng vai trò quan trọng trong thiết kế kết cấu bê tông cốt thép, giúp công trình đạt tiêu chuẩn an toàn và chất lượng cao.

Sinh viên nhận thấy rằng liên kết giữa bản thang và vách là liên kết ngàm có thể gây ra các vấn đề như thép bụng ít do ảnh hưởng của moment nhỏ và thép gối lớn do moment lớn, dẫn đến phá hoại tại bụng vì thiếu thép bụng Nếu liên kết là khớp, sẽ dư thép bụng và thiếu thép gối, gây nứt tại gối và chuyển dần về trạng thái khớp dẻo, đồng thời thi công sau làm khó đảm bảo liên kết giữa bản thang, dầm chiếu nghỉ với vách Trong trường hợp xảy ra sự cố, cầu thang bộ là lối thoát hiểm duy nhất, vì vậy trọng tải lên cầu thang có thể tăng hơn mức bình thường, đòi hỏi đảm bảo tối đa tính an toàn để tránh phá hoại Để duy trì tính thẩm mỹ của cầu thang trong quá trình sử dụng và tránh nứt gối, nứt nhịp, cần bố trí thêm thép gối trong quá trình tính toán để ngăn ngừa các trường hợp này, đặc biệt là các lớp gạch không bị bong tróc.

Dưới góc độ an toàn và khả năng sử dụng của công trình, việc tính toán cầu thang cần đảm bảo phù hợp với các tải trọng bất lợi nhất và duy trì tính thẩm mỹ trong quá trình sử dụng Mô hình cầu thang 3D với một đầu gối cố định và một đầu gối di động giúp phân tích kỹ lưỡng hơn về phân phối tải, từ đó xác định chính xác lượng thép cần thiết cho từng nhịp và gối Việc tính toán thép gối dựa trên phân tích mô hình này giúp đảm bảo tính khả thi, an toàn và độ bền của công trình cầu thang trong điều kiện vận hành thực tế.

6 Tính cốt thép cầu thang

(KNm) (cm) (cm) (cm) (cm 2 ) Bố trí (cm 2 ) (%) lượng

THIẾT KẾ VÁCH

Thông thường, các vách cứng dạng công xon chịu tổ hợp nội lực gồm N, Mx, My, Qx Do vách cứng chỉ chịu tải trọng đứng và tải trọng ngang tác động song song với mặt phẳng của nó, nên khả năng chịu moment ngoài mặt phẳng Mx và lực cắt theo phương vuông góc với mặt phẳng thường được bỏ qua trong phân tích cấu trúc.

Vy chỉ xét đến tổ hợp nội lực gồm (N, My, Qx)

Hình 21: Nội lực tác dụng lên vách,lõi

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 giả thuyết vùng biên chịu moment

 Phương pháp xây dựng biểu đồ tương tác

 Chọn Phương pháp giả thuyết vùng biên chịu moment để tính toán

2 Phương pháp giả thuyết vùng biên chịu momen

Phương pháp này đề xuất đặt cốt thép tại vùng biên của hai đầu vách nhằm đảm bảo khả năng chống chịu toàn diện của bộ moment Lực dọc được giả thuyết phân bố đều trên toàn bộ tiết diện vách, giúp tăng cường độ bền và ổn định của kết cấu Chính vì vậy, việc xác định vị trí và phân bố cốt thép hợp lý là yếu tố then chốt để đảm bảo an toàn và hiệu quả của các cấu kiện vách trong công trình.

- Ứng suất kéo do cốt thép chịu

- Ứng suất nén do bê tông và cốt thép chịu

Hình 22: Sơ đồ tính vách

Giả thiết chiều dài B của vùng biên chịu tác động của Moment, liên quan đến vách chịu lực dọc trục N vàMoment uốn trong mặt phẳng M Moment này tương đương với một cặp ngẫu lực đặt ở hai vùng biên của vách, giúp xác định chính xác tác động của lực và lực uốn trong thiết kế kết cấu Việc phân tích này là nền tảng để đảm bảo tính chịu lực và độ bền của vách trong các công trình xây dựng.

Bước 2: Xác định lực kéo hoặc nén trong vùng biên l,r b l r

F : Diện tích mặt cắt vách

Fb : Diện tích vùng biên

Bước 3: Tính diện tích cốt thép chịu kéo, nén

Tính toán cốt thép cho vùng biên như cột chịu kéo - nén đúng tâm là bước quan trọng trong thiết kế kết cấu bê tông cốt thép Khả năng chịu lực của cột chịu kéo - nén đúng tâm được xác định dựa trên công thức chuyên dụng, giúp đảm bảo độ an toàn và khả năng chịu lực của kết cấu Chủ yếu, công thức này giúp xác định diện tích cốt thép cần thiết để chịu tải trọng tác dụng, đồng thời tối ưu hóa sử dụng vật liệu Việc tính toán chính xác đảm bảo rằng cột có khả năng chống kéo và nén đúng tâm, phù hợp với các tiêu chuẩn kỹ thuật hiện hành.

Rb, Rs: Cường độ tính toán chịu nén của BT và của cốt thép

Ab, As: diện tích tiết diện BT vùng biên và của cốt thép dọc

: hệ số giảm khả năng chịu lực do uốn dọc (hệ số uốn dọc) Xác định theo công thức thực nghiệm

Với: lo: chiều dài tính toán của vách imin: bán kính quán tính của tiết diện theo phương mảnh

 imin = 0.288b Khi   28: bỏ qua ảnh hưởng của uốn dọc, lấy  = 1.Thiên về an toàn lấy  = 0.8

Từ công thức trên ta suy ra diện tích cốt thép chịu nén: b b nen s s

Khi N < 0 (vùng biên chịu kéo), ứng lực kéo do cốt thép chịu trách nhiệm chính trong việc truyền lực và đảm bảo cường độ của cấu kiện Diện tích cốt thép chịu kéo được tính dựa trên giả thiết ban đầu, trong đó lực kéo tác dụng lên cốt thép được xác định theo công thức keo s s Việc tính toán chính xác diện tích cốt thép chịu kéo là yếu tố then chốt để đảm bảo tính an toàn và khả năng chịu lực của cấu kiện bê tông cốt thép.

Kiểm tra hàm lượng cốt thép để đảm bảo đáp ứng yêu cầu kỹ thuật Nếu hàm lượng cốt thép không đạt chuẩn, cần tăng kích thước vùng biên B và thực hiện tính toán lại từ bước đầu Chiều dài tối đa của vùng biên B là L/2; nếu vượt quá giá trị này, cần tăng bề dày vách để đảm bảo khả năng chịu lực và độ bền của kết cấu.

Khi tính ra As < 0: đặt cốt thép chịu nén theo cấu tạo Theo TCXDVN 198 : 1997 Thép cấu tạo cho vách cứng trong vùng động đất trung bình

Cốt thép đứng: hàm lượng 0.6%    3.5%

Cốt thép ngang: hàm lượng   0.4% nhưng không chọn ít hơn 1/3 hàm lượng của cốt thép dọc

Trong tính toán nội lực vách này ta chọn hàm lượng thép dọc cấu tạo của các vùng:

Kiểm tra phần vách còn lại đảm bảo cấu kiện chịu nén đúng tâm, giúp tối ưu khả năng chịu lực của kết cấu Trong trường hợp bê tông đã đạt đủ khả năng chịu lực, cốt thép chịu nén trong khu vực này được lắp đặt theo thiết kế cấu tạo, đảm bảo sự chắc chắn và độ bền của công trình.

Tính toán cốt thép ngang trong vách được thực hiện tương tự như trong dầm

Bố trí cốt thép cho vách cứng

Khoảng cách giữa các thanh cốt thép dọc và ngang không được lớn hơn trị số nhỏ nhất trong hai trị số sau: s 1.5b s 30 cm

Bố trí cốt thép cần phải tuân thủ theo TCXD 198 : 1999 như sau:

Phải đặt hai lớp lưới thép Đường kính cốt thép chọn không nhỏ hơn 10 mm và không hơn 0.1b

Hàm lượng cốt thép đứng 0.6%    3.5% (với động đất trung bình mạnh)

Phương pháp này tập trung toàn bộ lượng cốt thép chịu moment ở đầu vách

Phương pháp này thích hợp với trường hợp vách có tiết diện tăng cường ở hai đầu (bố trị cột ở hai đầu vách)

Phương pháp này thiên về an toàn vì chỉ kể đến khả năng chịu moment của một phần diện tích vách vùng biên

Coi ứng suất là đường tuyến tính trên mặt cắt tiết diện Đưa moment về trọng tâm tiết diện phân phối lại moment tuyết tính trên tiết diện

3 Thép cấu tạo Để tính toán vách lõi, trước hết phải hiểu rõ cấu tạo và chức năng làm việc của thép trong vách lõi Cấu tạo vách lõi theo TCXDVN 375:2006 như sau:

Hình 23: Cấu tạo vách theo TCXD 375:2006

Bảng 19: Cấu tạo vách theo TCXDVN 375:2006

Thông số Thép dọc Thép ngang Điều

Hàm lượng thép min 0.4%Ac 0.2%Ac 5354

Hàm lượng thép max 4%Ac 4%Ac 5354

(13)p Đường kính thép min 8mm 1/4Фdọc 5354 (15) Đường kính thép max 1/8bw 1/8bw 5345 (15)

Khoảng cách thép min 75mm 75mm 5345 (15)

Theo tiêu chuẩn TCXDVN 375:2006, thép đai phân bố theo cấu tạo có thể sử dụng dạng chữ C hoặc chữ S để tăng cường khả năng chịu lực của kết cấu Khoảng cách tối đa giữa các thép đai phải phù hợp với các quy định, với khoảng cách theo phương đứng là min (16Фdọc, 2bw) và theo phương ngang là 2bw Việc lựa chọn kiểu đai và cách phân bố hợp lý đóng vai trò quan trọng trong việc đảm bảo độ bền và an toàn của công trình.

Khoảng cách thép max min(3bw,

400) 5345 (15) Hàm lượng thép gia cường vùng biên >=0.5% 4342 (10)

Bảng 20: Kết quả tính toán thép vách

Story Pi er Load Loc

=As_rig ht μ_left=μ_ right

Ghi chú kN kN. m kN.m m cm cm cm cm² % cm cm² %

Bảng 21: Kết Quả Tính Toán Thép Vách P10

Story Pier B_left=B_right As_left

=As_right μ_left=μ_right Thép vùng biên

B_mid As_mid μ_mid Thép giữa

MAI P10 45000 -65948274.5 -4.89 ỉ12a100 90000 -131896549 -4.89 ỉ12a200 THUONG P10 45000 -65948272.4 -4.89 ỉ12a100 90000 -131896545 -4.89 ỉ12a200 LAU 14 P10 45000 -65948269.7 -4.89 ỉ12a100 90000 -131896539 -4.89 ỉ12a200 LAU 13 P10 45000 -65948267.3 -4.89 ỉ12a100 90000 -131896535 -4.89 ỉ12a200 LAU 12 P10 45000 -65948265.1 -4.89 ỉ12a100 90000 -131896530 -4.89 ỉ12a200 LAU 11 P10 45000 -65948263.1 -4.89 ỉ12a100 90000 -131896526 -4.89 ỉ12a200 LAU 10 P10 45000 -65948261 -4.89 ỉ12a100 90000 -131896522 -4.89 ỉ12a200 LAU 9 P10 45000 -65948258.9 -4.89 ỉ12a100 90000 -131896518 -4.89 ỉ12a200

LAU 7 P10 45000 -65948255.2 -4.89 ỉ12a100 90000 -131896510 -4.89 ỉ12a200 LAU 6 P10 45000 -65948253.6 -4.89 ỉ12a100 90000 -131896507 -4.89 ỉ12a200 LAU 5 P10 45000 -65948250.9 -4.89 ỉ12a100 90000 -131896502 -4.89 ỉ12a200 LAU 4 P10 45000 -65948248.2 -4.89 ỉ12a100 90000 -131896496 -4.89 ỉ12a200 LAU 3 P10 45000 -65948245.3 -4.89 ỉ12a100 90000 -131896491 -4.89 ỉ12a200 LAU 2 P10 45000 -65948242.4 -4.89 ỉ12a100 90000 -131896485 -4.89 ỉ12a200 LAU 1 P10 45000 -65948239.4 -4.89 ỉ12a100 90000 -131896479 -4.89 ỉ12a200 LUNG P10 45000 -65948236.4 -4.89 ỉ12a100 90000 -131896473 -4.89 ỉ12a200 TRET P10 45000 -65948233.6 -4.89 ỉ12a100 90000 -131896467 -4.89 ỉ12a200 HAM 1 P10 45000 -65948232.9 -4.89 ỉ12a100 90000 -131896466 -4.89 ỉ12a200 HAM 2 P10 45000 -65948230.5 -4.89 ỉ12a100 90000 -131896461 -4.89 ỉ12a200 HAM 3 P10 45000 -65948246.2 -4.89 ỉ12a100 90000 -131896492 -4.89 ỉ12a200

Story Pi er Load Loc

=As_rig ht μ_left=μ_ right

Ghi chú kN kN. m kN. m m cm cm cm cm² % cm cm² %

Bảng 22: Kết quả Tính toán Thép Vách P11

Story Pier B_left=B_right As_left

=As_right μ_left=μ_right Thép vùng biên

B_mid As_mid μ_mid Thép giữa

PHƯƠNG ÁN 1: MÓNG CỌC KHOAN NHỒI

Thiết kế phần dưới nhà cao tầng đòi hỏi các tính toán kỹ lưỡng liên quan đến nền và móng công trình để đảm bảo độ bền vững và an toàn Việc thiết kế nền móng phải tuân thủ các tiêu chí chính như khả năng chịu lực, ổn định địa chất, chống lún và phù hợp với tải trọng của công trình Chọn loại móng phù hợp là yếu tố quyết định để đảm bảo công trình xây dựng vững chắc và bền lâu, góp phần nâng cao hiệu quả và tuổi thọ của toàn bộ dự án.

- Áp lực của bất cứ vùng nào trong nền đều không vượt quá khả năng chịu lực của đất (điều kiện cường độ đất nền)

- Ứng suất trong kết cấu đều không vượt quá khả năng chịu lực trong suốt quá trình tồn tại của kết cấu (điều kiện cường độ kết cấu)

- Chuyển vị biến dạng của kết cấu (độ lún của móng, độ lún lệch giữa các móng) 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

- Đảm bảo tính hợp lý của các chỉ tiêu kỹ thuật, khả năng thi công và thời gian thi công

Công trình CHUNG CƯ QUẬN 9 gồm có 3 tầng hầm và 17 tầng nổi,sân thượng, mái cốt

Đặt mốc cốt 0.000m tại mặt sàn tầng trệt và mặt đất tự nhiên, mặt sàn tầng hầm tại cốt -10.500m Chiều cao tổng thể của công trình từ cốt 0.000m là +59.500m, sử dụng hệ khung lõi chịu lực cho kết cấu Công trình dự kiến sẽ dùng phương án móng sâu, trong đó có hai phương án được đưa ra để so sánh và lựa chọn là móng cọc khoan nhồi và cọc ly tâm ứng suất trước.

Trước khi bắt đầu thiết kế móng, sinh viên cần thu thập tài liệu, hồ sơ địa chất và thủy văn để phân tích và đánh giá Việc này giúp lựa chọn giải pháp móng phù hợp, đảm bảo tính khả thi và an toàn cho công trình Đồng thời, quy trình này giúp tránh lãng phí nguyên vật liệu và tăng hiệu quả thi công.

2 Điều kiện địa chất công trình

2.1 Địa tầng Được sự đồng ý của giảng viên hướng dẫn, sinh viên sử dụng địa chất bên dưới để áp dụng vào tính toán nền móng công trình trong đồ án của sinh viên

Hình 24: Hình trụ hố khoan 7

Hình 25: Hình trụ hố khoan 7 tiếp theo

Theo khảo sát, đất nền gồm nhiều lớp khác nhau với độ dốc nhỏ và chiều dày khá đồng đều, giúp xác định rằng nền đất tại mỗi điểm công trình có cấu tạo và chiều dày tương tự như mặt cắt địa chất điển hình.

Dựa trên kết quả khảo sát hiện trường và thí nghiệm phòng thí nghiệm từ một hố khoan, có thể chia địa tầng tại công trường thành các lớp đất chính, phản ánh đặc điểm địa chất và cấu trúc đất dùng để lập dự án xây dựng.

Lớp 1: Đất cát san lấp

Bề dày 3.2 m; nằm từ mặt đất tự nhiên sâu từ -0.54m đến -3.74 m

Bề dày 2.5 m; độ sâu từ -3.74 m đến -6.24 m

Lớp 3: Cát pha sét dẻo mềm

Lớp 4: Sét pha dẻo cứng

Bề dày 30 m; độ sâu từ -50.24 m đến -80.24 m

Các chỉ tiêu cơ lý của lớp đất trong hố khoan được trình bày ở bảng bên dưới

Bảng 23: Các chỉ tiêu cơ lý của đất

Góc ma sát Độ ẩm

Tự nhiên đẩy nổi c trong

1 5.3 Bùn sét, màu xám xanh

5 440 2.5 xám đen, trạng thái chảy

Sét nửa béo, màu nâu đỏ

3 2473.33 0.7 xám vàng, trạng thái dẻo cứng

Cát pha nặng, màu nâu vàng

8695 0.52 trạng thái dẻo, chặt vừa 15

Cát thô, màu xám vàng,nâu vàng, kết cấu chặt 0 0 0 0 o 0' 18

Cát pha nặng trạng thái cứng chặt 2.1 1.1 0.1

2.2 Đánh giá tính chất của đất nền

Dựa trên các chỉ tiêu cơ lý của đất nền như module tổng biến dạng E0 và góc ma sát trong , có thể đánh giá sơ bộ điều kiện địa chất và đề xuất phương án móng phù hợp và khả thi Việc phân tích các thông số này giúp xác định đặc tính của đất nền, từ đó xây dựng giải pháp thiết kế móng tối ưu, đảm bảo tính an toàn và hiệu quả công trình Trong đồ án, sinh viên chủ yếu dựa vào hai thông số chính là E0 và  để đánh giá đặc tính của đất nền, từ đó đưa ra phương án thiết kế phù hợp.

1- Lớp 1 : Bùn sét - bùn sét pha ,màu xám xanh đen - xám đen, trạng thái chảy

2- Lớp 2a : Cát pha nặng, màu nâu vàng - xám vàng - xám xanh - xám trắng, trạng thái dẻo, chặt vừa

3- Lớp 2 : Sét lẫn hạt cát - sét nửa béo, màu nâu đỏ - xám trắng - xám xanh - xám vàng

- xám đen - xám - xám nhạt - nâu vàng, trạng thái dẻo mềm - nửa cứng

4- Lớp 3 : Sét pha lẫn cát - bụi, màu xám nâu - xám nhạt - xám xanh - xám vàng - xám đậm, trạng thái dẻo mềm - dẻo cứng

5- Lớp 4 : Cát pha nặng - nhẹ, màu xám tro - xám trắng - xám vàng - nâu vàng - xám nhạt, trạng thái dẻo - cứng, chặt vừa - chặt

6- Lớp 5a : Sét lẫn hạt cát - sét nửa béo, màu nâu sậm - xám nâu - nâu nhạt, trạng thái cứng

7- Lớp 5 : Sét pha lẫn cát, màu xám trắng - xám vàng - xám nâu - nâu vàng, trạng thái dẻo cứng - nửa cứng

8- Lớp 6 : Cát nhỏ- thô, màu xám vàng - nâu đỏ - nâu vàng - xám nâu - vàng nhạt - nâu nhạt, kết cấu chặt vừa - rất chặt

9- Lớp 7a : Sét lẫn hạt cát, màu xám trắng - xám đậm, trạng thái nửa cứng - cứng

10- Lớp 7 : Sét pha nặng lẫn cát, màu xám trắng - xám vàng - nâu vàng, trạng thái nửa cứng - cứng

11- Lớp 8 : Cát pha, màu xám vàng - xám trắng - nâu đỏ - xám nâu - nâu vàng - vàng nhạt, trạng thái dẻo, chặt vừa - rất chặt Đánh giá tính chất của đất nền hố khoan số 7

Theo mặt cắt hình trụ hố khoan số 7, ta thấy hố khoan số 7 gồm 4 lớp với độ sâu dừng lại ở 60m

Lớp đất bùn sét mềm dày 6.5 m; có môđun biến dạng E o 440kN / m 2 5000kN / m 2

Lớp đất 1 có đặc điểm là khá yếu và chịu tải kém, do đó không phù hợp để đặt móng, bao gồm cả móng nông và móng sâu Việc đặt móng trực tiếp trên lớp đất này có thể gây ra rủi ro về độ ổn định của công trình, cần lựa chọn các phương pháp xử lý đất hoặc móng chịu lực phù hợp để đảm bảo an toàn và bền vững.

Lớp sét trạng thái dẻo cứng dày 10.6 m;E o 2473.33kN / m 2 5000kN / m 2 và o 0

Do đó lớp đất 3 có khả năng chịu tải trung bình

Cát pha trạng thái dẻo cứng, chặt vừa dày 39.7 m, và có góc ma sát trong  26 29 ' o

Do đó lớp đất 4 có khả năng chịu tải khá tốt, có thể đặt mũi cọc tại lớp này

Là lớp cát ở trạng thái cứng chặt có chiều dày 3.2 m, có môđun biến dạng được tính theo công thức theo E2-TCVN 9351:2012:

- a:Hệ số +Lấy bằng 40 khi NSPT >15

- c: hệ số phụ thuộc vào loại đất +Lấy bằng 3.0 với đất loại sét

Để đạt các bằng cấp khác nhau dựa trên loại đất, cần lưu ý mức điểm phù hợp: đất cát mịn yêu cầu điểm 3.5, đất cát trung cần điểm 4.5, đất cát thô yêu cầu điểm 7.0, đất lẫn sỏi sạn cần đạt điểm 10, và đất lẫn cát đòi hỏi điểm 12 Việc chọn mức điểm phù hợp giúp đảm bảo chất lượng và tiêu chuẩn theo từng loại đất cụ thể.

2.3 Đánh giá điều kiện địa chất, thủy văn

Mực nước ngầm tại khu vực xây dựng công trình thay đổi theo mùa nhưng thường xuyên gây ngập trong các hố khoan vào thời điểm thi công Tác động của mực nước ngầm ảnh hưởng trực tiếp đến quá trình xây dựng, đặc biệt là thi công đài móng Do đó, cần có phương án hợp lý để hạ mực nước ngầm, đảm bảo tiến độ và chất lượng công trình.

3 Lựa chọn giải pháp móng cho công trình

Với công trình có nhịp tương đối và quy mô 17 tầng, tải trọng truyền xuống móng khá lớn, đòi hỏi các giải pháp móng phù hợp để đảm bảo an toàn và ổn định Các phương án móng có thể xem xét bao gồm móng bè, móng cọc, hoặc kết hợp các phương pháp nhằm phân bổ tải trọng tối ưu Việc lựa chọn giải pháp móng phù hợp góp phần tăng tuổi thọ công trình và đảm bảo vững chắc trong quá trình thi công và khai thác.

- Móng nông: chỉ có thề là móng bè, có thể sử dụng móng bè trên nền cọc tuy nhiên cần phải kiểm tra cường độ đất nền

Móng sâu gồm hai loại chính là móng cọc ép và cọc khoan nhồi, phù hợp với các công trình yêu cầu khả năng chịu tải cao Trong điều kiện địa chất công trình, lớp đất thứ 3 và lớp đất thứ 4 thường có khả năng chịu tải tốt, đặc biệt khi độ sâu khoảng từ [tối đa khoảng bao nhiêu mét cần điền] Việc lựa chọn loại móng phù hợp dựa trên đặc điểm địa chất giúp đảm bảo độ bền và an toàn của công trình xây dựng.

Trong đồ án, sinh viên đã tính toán hai phương án móng nhằm đảm bảo chịu lực tốt cho công trình cao từ 17 đến 60 mét Các mũi cọc dự kiến sẽ được đặt tại lớp đất thứ 3 và lớp đất thứ 4, gồm đất cát trạng thái chặt vừa và cát thô khá tốt, có khả năng chịu tải trọng lớn nhờ vào module biến dạng cao Nhịp của công trình lớn ảnh hưởng đáng kể đến tải truyền xuống chân cột, đòi hỏi thiết kế móng phù hợp để phân tán lực hiệu quả.

Phương án 1: Móng cọc khoan nhồi

4.1 Các giả thuyết tính toán

Móng cọc được quan niệm là móng cọc đài thấp, việc thiết kế chấp nhận một số giả thiết sau:

+ Đài cọc xem như tuyệt đối cứng khi tính toán lực truyền xuống cọc

Tải trọng của công trình qua đài cọc được truyền xuống các cọc, không truyền trực tiếp lên phần đất nằm giữa các cọc tại mặt tiếp giáp với cọc Điều này giúp phân bổ lực tác dụng một cách hợp lý, tăng cường khả năng chịu lực của kết cấu Việc truyền tải tải trọng qua đài cọc giúp đảm bảo độ ổn định và an toàn cho toàn bộ công trình xây dựng.

PHƯƠNG ÁN 2: MÓNG CỌC ĐÓNG ÉP

1 Tính toán thiết kế móng cọc đóng ép

1.1 Chọn chiều sâu đặt đài móng:

Dưới đây là đoạn văn đã được chỉnh sửa theo yêu cầu của bạn:Chúng tôi đã xác định cao trình đáy hầm ở -10,5 m và sơ bộ chọn độ sâu đặt đáy đài là -12,5 m, nằm trong lớp đất thứ 2 với chiều rộng B=2m Việc kiểm tra điều kiện cân bằng nhằm đảm bảo sự tương thích giữa áp lực đặt bị động ở mặt bên đài và tổng tải trọng ngang tính toán tác dụng tại đỉnh đài Điều này giúp đảm bảo tính ổn định của công trình và phù hợp với các quy chuẩn kỹ thuật.

  Độ sâu đã chọn thỏa mãn điều kiện cân bằng áp lực

1.2 Xác định các thông số về cọc

1.2.1 Chiều dài và tiết diện cọc

 Chọn chiều dài cọc: L (m), mỗi đọan dài 10 m

 Cọc ngàm vào đài 100 (mm), đập bỏ 1 phần đầu cọc để neo thép vào đài 400 (mm) Tổng chiều dài cọc neo vào đài là 500 (mm)

 Chiều dài cọc từ mũi cọc đến đáy đài là 19.5 (m)

 Cao trình mũi cọc zmũi = 32 (m)

 Chọn cọc thiết kế là cọc vuông cạnh D 00 (mm)

Bê tông B30:Rb 17 MPa ; R  b t 1.2 MPa E ; b  32.5 10 MPa. 3

Thép AI d 10 :   Rs Rsc 225 MPa , R  sw 175 MPa ;Es  21010 M 3 Pa

Thép AIII d 10 :   Rs Rsc 365 MPa , R  sw 290 MPa ;Es  20010 M 3 Pa Đối với cọc chịu nén: hàm lượng thép dọc  0.4 0.65%

Diện tớch tiết diện ngang của cọc 0.09 m 2 , Chọn 4ỉ18 => As.16 cm 2

2 Xác định sức chịu tải của cọc

2.1 Sức chịu tải của cọc theo vật liệu vl b b sc s

 : hệ số uốn dọc tính theo công thức:

Chọn sơ đồ tính của cọc là 1 đầu ngàm vào đài móng và một đầu khớp   0.7

Chiều dài tính toán của cọc là L 0 = vL = 0.7×19.5 = 13.65 (m)

 Diện tích của cọc A b   b h 0.3 0.3 0.09 (mm ) 2

 Sức chịu tải của vật liệu:

2.2 Sức chịu tải của cọc theo chỉ tiêu cơ lý của đất nền (TCVN 10304: 2014)

 Cọc treo các loại, kể cả cọc ống có lõi đất hạ bằng phương pháp đóng hoặc ép Sức chịu tải trọng nén R (kN) c,u

 fi : cường độ sức kháng trung bình của lớp đất thứ i

 li : chiều dài đoạn cọc nằm trong lớp đất thứ “i”

 u = 1.2 m : Chu vi tiết diện ngang thân cọc

 Ab = 0.09 m 2 : Diện tích mặt cắt ngang của cọc

  c hệ số điều kiện làm việc của cọc trong nền   c 1.0

Trong quá trình thi công móng cọc, việc xác định hệ số điều kiện làm việc của đất dưới mũi cọc (γc_q) và trên thân cọc (γc_f) là rất quan trọng để đảm bảo độ ổn định và an toàn công trình Phương pháp đóng hạ cọc tiêu chuẩn bao gồm sử dụng cọc đặc và cọc bịt kín mũi, được thực hiện bằng các loại búa cơ như búa treo, búa hơi hoặc búa dầu Việc lựa chọn phù hợp các phương pháp đóng hạ cọc giúp tăng độ chính xác và hiệu quả trong quá trình thi công, đồng thời đảm bảo các chỉ tiêu kỹ thuật theo yêu cầu của dự án.

 q p : cường độ sức kháng của đất dưới mũi cọc (tra bảng) với chiều sâu mũi cọc 32 (m) và đất cát pha; nội suy ta tìm được q p 5120 eq1 5760 0.8 4608(kPa) 

Dựa vào chỉ số sệt Ip và độ sâu trung bình của lớp đất thứ i ta có f i

Kết quả tính toán được toán tắt trong bảng sau:

Lớp đất Độ sâu trung bình l i I L γ c f fsi gmeq

2.3 Sức chịu tải của cọc theo chỉ tiêu cường độ của đất nền

Sức chịu tải cực hạn của cọc theo đất được xác định theo công thức: c,u b r b b i i

R Q Q q A  uf l u = 1.2 (m) : Chu vi tiết diện ngang thân cọc

Ab = 0.09 (m 2 ): Diện tích mặt cắt ngang của cọc a Sức kháng của đất dưới mũi cọc (khi   0, c  0 )

Cường độ sức kháng của đất rời dưới mũi cọc: b

Q (cN q N )A c = 8.85 (kN/m 2 ) – lực dính của lớp đất dưới mũi cọc

N ; N - Hệ số sức chịu tải của đất dưới mũi cọc (tra bảng G.1 TCVN 10304-2014) là đất cát hoặc có thể tra theo bảng tra của Meyerhof 1976:

Bảng 35: Hệ số chịu tải của đất dưới mũi cọc theo Meyerhof 1976 φ N q N c φ N q N c

Sau khi tra bảng ta có : N ' q 27.55 N; ' c 139.75

' qy,p áp lực hiệu quả lớp phủ tại cao trình mũi cọc (có giá trị bằng ứng suất pháp hiệu quả theo phương đứng do đất gây ra)

Q (cN q N )A (8.85 139.75 277.56 27.55) 0.09    799.521kN b Sức kháng trung bình trên thân cọc

Cường độ sức kháng trung bình trên thân cọc trong lớp đất thứ “i” trường hợp tổng quát được xác định theo công thức

' i u,i i v eq 2 f   C    k tan    cu,i : là cường độ sức kháng cắt không thoát nước của lớp đất thứ i ở đây lấy cu=c; trong đó c là lực dính của đất

Hệ số phụ thuộc vào đặc điểm của lớp đất nằm trên lớp dính, loại cọc và phương pháp hạ cọc, cũng như cố kết của đất trong quá trình thi công và phương pháp xác định cu Trong đó, hệ số α được lấy bằng 0,7 đối với cọc bê tông cốt thép đúc sẵn, đảm bảo tính chính xác trong thiết kế móng cọc của công trình xây dựng.

Góc ma sát giữa đất và cọc, ký hiệu là i- góc ma sát, lấy bằng góc ma sát trong của đất $\varphi_{k i}$ Hệ số áp lực ngang của đất lên cọc, ký hiệu là $k_i$, có thể tra bảng G.1 trong TCVN 10304-2014 hoặc tính theo công thức phù hợp.

Với đấy rời k i  1 Sin i Với đất dính ki = ( 0.19 + 0.223 log Ipi )

Lớp đất l i I P c φ γ σ' vi α k si f si gme q2 f si l i

Sức chịu tải do sức kháng trên thân cọc f i i

Sức chịu tải cực hạn của cọc theo chỉ tiêu cường độ của đất nền là

2.4 Sức chịu tải của cọc theo kết quả thí nghiệm xuyên tĩnh

Sức chịu tải cực hạn theo kết quả thí nghiệm xuyên tĩnh được xác định như sau: c,u eq1 b b eq2 i i

R là cường độ sức kháng của đất dưới mũi cọc, được xác định theo công thức R = γqA + γ∑uflqb, trong đó qb thể hiện cường độ sức kháng của đất dưới mũi cọc, tính theo qb = kc × qc = 11.000 × 0,4 = 4.400 kPa, với qb = qc4 = 11.000 kPa, kc = 0,4 theo Bảng G.2 của TCVN 10304:2012 Cường độ sức kháng trung bình trên thân cọc trong lớp đất thứ “i” được xác định theo công thức c,i = i × q, giúp đánh giá khả năng chịu tải của cọc trong từng lớp đất cụ thể.

2.5 Sức chịu tải của cọc theo kết quả thí nghiệm xuyên tiêu chuẩn SPT

Trong thực tiễn thiết kế hiện nay, việc tính toán sức chịu tải của cọc chủ yếu dựa trên kết quả thí nghiệm xuyên tiêu chuẩn (SPT), nhằm đảm bảo độ chính xác và hiệu quả của kết quả Các phương pháp phổ biến để thực hiện tính toán này gồm có công thức của Meyerhof và công thức của Viện kiến trúc Nhật Bản, trong đó, chúng tôi lựa chọn sử dụng công thức của Viện kiến trúc Nhật Bản để đảm bảo độ chính xác và phù hợp với tiêu chuẩn kỹ thuật.

Sức chịu tải trọng nén cưc hạn: c,u b b eq1 eq2 c,i c,i s,i s,i

 qb :là cường độ sức kháng của đất dưới mũi cọc được xác định như sau: Đối với đất rời qb = 150Np = 150×29C50 (kN/m 2 )

(NP = 29 chỉ số SPT trung bình trong khoảng 1d phía dưới và 4d phía trên mũi cọc)

 li là chiều dài đoạn cọc nằm trong lớp đất thứ i

 fi : cường độ sức kháng trung bình của lớp đất thứ i

10 3 s i s i f  N : đối với đất rời c,i p L u,i f   f c : đối với đất dính

 Ns,i : chỉ số SPT trung bình của lớp đất rời thứ i trên thân cọc

Cường độ sức kháng cắt không thoát nước của lớp đất thứ i trên thân cọc được xác định bởi hệ số cu,i, với giá trị là 6,25 N/cm² tương ứng với nỗ lực cắt không thoát nước Chỉ số SPT trung bình của lớp đất dính thứ i trên thân cọc, được ký hiệu là Nc,i, đóng vai trò quan trọng trong việc đánh giá khả năng chịu lực của đất Việc xác định chính xác cả cu,i và Nc,i giúp đưa ra các tính toán chính xác phục vụ thiết kế móng cọc đảm bảo an toàn và hiệu quả cho công trình xây dựng.

  p là hệ số xác định theo trên biểu đồ Hình G.2 TCVN 10304-2014

 f L hệ số điều chỉnh theo độ mảnh h/d của cọc đóng, h/d= 40, xác định theo biểu đồ => f L 0.96

Hình 27: Biểu đồ xác định hệ số α p và f L

Lớp Nsi fsi Nci cui σ'v  p f L f ci l (m) si l (m) ci  eq2 f l (f l ) si si ci ci

Vậy sức chịu tải cần tìm: c,u b b c,i c,i s,i s,i

2.6 Tổng hợp và lựa chọn sức chịu tải thiết kế của cọc

Các loại sức chịu tải đã tính toán cho kết quả như sau:

 Sức chịu tải theo vật liệu làm cọc: Rv = 1703.766 kN

 Sức chịu tải theo chỉ tiêu cơ lý: Rc1= 1370.619 kN

 Sức chịu tải theo chỉ tiêu cường độ: Rc2= 1927.552 kN

 Sức chịu tải theo kết quả xuyên tĩnh: Rc3= 3944.604 kN

 Sức chịu tải theo kết quả xuyên tiêu chuẩn Rc4= 2176.164 kN

Chọn giá trị sức chịu tải nhỏ nhất Rc1= 1370.619 kN để tính toán

2.7 Sức chịu tải cho phép của cọc o c c,u n k

 o: hệ số điểu kiện làm việc, kể đến yếu tố tăng mức độ đồng nhất của nền đất khi sử dựng móng cọc, lấy bằng 1.15 trong móng nhiều cọc

 n: hệ số tin cậy về tầm quan trọng của công trình, lấy bằng 1.15

 k: hệ số tin cậy theo đất : móng cọc đài thấp có đáy đài nằm trên lớp đất biến dạng lớn, số lượng cọc trong móng từ 1-5 cọc,   k 1.55

3 Tính toán móng cọc đóng ép M16

7 Xác định số lượng cọc, bố trí cọc trong móng

Phản lực của cọc lên đáy đài tt ctk

 Diện tích sơ bộ đáy đài: tt sb 0 2 d tt tb

  Tổng lực dọc tính toán đến đáy đài: tt tt tt tt sb

Số lượng cọc trong móng tt c c

Sơ bộ chọn 20 cọc và bố trí cọc theo dạng hình chữ nhật trên mặt bằng

8 Kiểm tra điều kiện áp lực xuống đỉnh cọc Điều kiện kiểm tra tổng quát như sau: tt tt max c ctk tt min

 R ctk - Sức chịu tải thiết kế của cọc, (kN)

 P c tt - trọng lượng tính toán của cọc, (kN)

 P max tt ,P min tt - Áp lực lớn nhất và nhỏ nhất tác dụng xuống coc, (kN)

 s Đối với cọc treo đơn không mở rộng mũi

N tải trọng thằng đứng tác dụng lên cọc, tính bằng MN

 là hệ số xác định theo công thức:

 '=0.17 ln(kn G1l/G2 ) là hệ số tương ứng cọc cứng tuyệt đối (EA )

'=0.17 ln(knl/d) giống như  ' nhưng đối với trường hợp nền đồng nhất có đặc trưng có đặc trưng G1 và  1

G1l 2 là độ cứng tương đối của cọc

EA là độ cứng thân cọc chịu nén, tính bằng MN

Kn1 là các hệ số được xác định theo công thức:

Lớp đất Tên loại đất Dày E o G1 m kN/m 2 kN/m 2

1 Bùn sét, màu xám xanh, xám đen, trạng thái chảy 5.3 440 176

2 Sét nửa béo, màu nâu đỏ xám vàng, trạng thái dẻo cứng 11.8 2473.3 989.33

3 Cát pha nặng, màu nâu vàng,trạng thái dẻo, chặt vừa 39.7 8695 3478

4 Cát thô, màu xám vàng,nâu vàng, kết cấu chặt 16.2 0 0

5 Cát pha nặng trạng thái cứng chặt 7 9500 3800

0,5l dưới mũi cọc li G1li li G1li

 Từ đó: hệ số k z 60003.58(kN / m)

Theo kết quả xuất ra từ phần mềm Safe, Ta có: kN kN

P nA L  1.1 0.09 19.5 10 19.305    kN Kiểm ta điều kiên tt tt max c c tt min

Vây số lượng cọc và khoảng cách cọc đã bố trí là hợp lý

Kiểm tra sự làm việc của cọc trong nhóm theo biểu mẫu: tt n hom c ctk

Hệ số nhóm  tính theo công thức Labarre: c c d (m 1)n (n 1)m 0.3 (5 1) 4 (4 1) 5

  Với dc- cạnh cọc lc- khoảng cách giữa các cọc;

R 0.683 20 783.211 10698.662   N 10697kN Móng thỏa điều kiện làm việc trong nhóm

9 Kiểm tra điều kiện áp lực tại mặt phẳng mũi cọc tc tb M tc max M

Trong đó: tc tc tb max

P , P áp lực tiêu chuẩn trung bình và lớn nhất tại mặt phẳng mũi cọc (kPa)

RM Sức chịu tải của đất nền tại mặt phẳng mũi cọc (kPa)

6.9.1 Xác định kích thước của khối móng quy ước

Từ mép ngoài cọc biên ngay dưới đài móng ta hạ một góc  cho với phương thẳng đứng, với tb

 ,  tb : góc ma sát trung bình của các lớp đất mà cọc đi qua:

Góc ma sát trung bình của lớp đất mà cọc xuyên qua

Cạnh dài của đáy khối móng quy ước: tb

Cạnh ngắn của đáy khối móng quy ước: tb

6.9.2 Xác định trọng lượng của khối móng quy ước o Kiểm tra ổn định nền dưới đáy móng khối qui ước:

Trọng lượng do các lớp đất đến mũi cọc:

V c10.09 (5.3 11.8 14.9) 20 57.6m     Trọng lượng thể tích trung bình của các lớp đất này: i i 3 tb i l 5 5.3 11.8 10 14.9 11

- Trọng lượng toàn bộ các cọc trong các lớp đất:

G3 = 0.09 × 20 × ((25-10)× 19.5) = 526.5 kN Trọng lượng móng khối quy ước tc

6.9.3 Áp lực tiêu chuẩn tại đáy móng

 Áp lực tiêu chuẩn trung bình tại đáy móng tc tc tc qu 0 0qu tc tb qu qu

 Áp lực tiêu chuẩn lớn nhất tại đáy móng tc tc tc qu xqu yqu tc max qu x y

Trong đó: tc tc tc xqu 0x 0y qu

M M Q H 62.53 22.138 21.5  538.497 (kPa) tc tc tc yqu 0y 0x qu

6.9.4 Sức chị tải của đất nền tại mặt phẳng mũi cọc

 Sức chịu tải tiêu chuẩn của đất nền dưới móng:

M qu II qu II II tc

Trong đó: m 1  1.3 đáy móng khối quy ước là cát m 2  1.1 giả thiết tỷ số L/H 4 ktc =1 các chỉ tiêu cơ lý của đất xác định bằng thí nghiệm trực tiếp

Thay số vào công thức trên ta có:

So sánh điều kiện trên: tc

P tb 539.469kPa 1224.184kPa tc max M

 Thỏa mãn điều kiện áp lực lên đất nền tại mặt phẳng mũi cọc

10 Kiểm tra lún cho móng Độ lún của móng cọc được xem như độ lún của khối móng quy ước

Chia lớp đất dưới mũi cọc thành nhiều phân lớp có chiều dày hi=0.6m để phân tích ứng suất gây lún cho móng Tính toán ứng suất này cho đến khi thỏa mãn điều kiện σi bt ≥ 5 σi gl, nghĩa là khi ứng suất gây lún đạt đến mức an toàn so với ứng suất giới hạn Áp lực bản thân đất nền tại đáy khối móng quy ước được xác định dựa trên trọng lượng của đất và các yếu tố liên quan Quá trình này giúp đảm bảo độ ổn định của móng và tránh hiện tượng lún không đều, đảm bảo tính an toàn và hiệu quả của công trình xây dựng.

    Áp lực gây lún ở đáy khối móng quy ước: gl tc bt 2

 , cần kiểm tra lún cho móng Áp lực do trọng lượng bản thân của đất nền tại mặt phẳng mũi cọc: n dz 32 i i i 1

        Áp lực phụ thêm do tải trọng ngoài tại mặt phẳng mũi cọc: tc

Công trình thuộc dạng nhà khung bê tông cốt thép, theo bảng 16 TCVN 9362:2012 có độ lún tuyệt đối lớn nhất Sgh = 8cm

Tính toán độ lún theo phương pháp tổng độ lún các lớp phân tố dựa trên việc chia nền đất thành các lớp phân tố đồng nhất có chiều dày hi = 0.6 m giúp đảm bảo độ chính xác trong phân tích.Ít nhất, áp lực phụ thêm do tải trọng công trình ở độ sâu z tính từ đáy khối móng quy ước được xác định bằng công thức z0 p = α × p, trong đó α là hệ số tỷ lệ, đảm bảo tính chính xác trong dự báo độ lún của nền đất.

Trong đó: α- hệ số, tra bảng C.1 TCVN 6362:2012 phụ thuộc vào tỷ số 2z/Bqu và Lqu/Bqu =1.147 Lập bảng tính toán độ lún như sau:

Cát pha nặng màu xám vàng

Tại đáy lớp 9 có pz = 72.444 kPa < 0.2× pdz = 73.56 kPa, do vậy ta dừng tính lún tại lớp này Độ lún tổng cộng: n i i

S- độ lúm ổn định của móng n- số lớp chia theo độ sâu tầng

Ei -mô đun biến dạng tổng quát của lớp đất thứ I, (kPa) β hệ số không thứ nguyên bằng 0.8 n i i

 Thỏa mãn điều kiện về độ lún giới hạn

11 Tính toán và cấu tạo đài cọc

Chọn chiều cao đài cọc hd = 2m

Chiều dài đạon đầu cọc ngàm vào trong đài là 0.1 m: như vậy chiều cao làm việc cảu đài là:

6.11.1 Kiểm tra xuyên thủng đài cọc Áp lực xuống các đỉnh cọc theo kết quả tính toán: kN kN

 Kiểm tra chọc thủng của cột đối với đài: Điều kiện kiểm tra:

PP   (b c )  (l c ) h R Lực gây chọc thủng do các cọc gây ra

 Khả năng chống chọc thủng

 Kiểm tra chọc thủng ở góc đài: Điều kiện kiểm tra

Như vậy Pmax = 569.57 kN < Pccc a361.07 kN => đạt

 Kiểm tra theo điều kiện cường độ trên tiết diện nghiêng theo lực cắt Điều kiện kiểm tra c 0 bt

Q tổng phản lực của các cọc nằm ngoài tiết diện nghiêng do các cọc gây ra

Q = P4 + P5+ P9+ P10+ P14+ P15+ P19+ P20= 4477.229 kN b- chiều rộng đài 4.2 m, c = c1 = 0.35 < 0.5h0 => Lấy c = 0.5h0 =0.95m

Như vậy: Q4477.229Q c  bh R 0 bt 14986.44=> Đạt

6.11.2 Tính toán và bố trí thép cho đài cọc

 Mô men tại ngàm ứng với phương cạnh dài

 Mô men tại ngàm ứng với phương cạnh ngắn

 Diện tích cốt thép đài theo phương cạnh dài:

 Theo cạnh dài chọn 20ỉ18 cú AsP.9 cm 2

Khoảng cách giữa các thanh thép: l 2a ' ỉ 4200 2 35 18 a 216.421 200 n 1 20 1

  cú thộp trong đài là ỉ18a200

 Diện tích cốt thép đài theo phương canh ngắn:

 Theo phương cạnh ngắn chọn 18ỉ18 cú AsE.81cm 2

Khoảng cách giữa các thanh thép: l 2a ' ỉ 3300 2 35 18 a 188.941 n 1 18 1

4.1 Kiểm tra điều kiện áp lực xuống đỉnh cọc

Theo kết quả xuất ra từ phần mềm Safe, Ta có: kN kN

P nA L  1.1 0.09 19.5 10 19.305    kN Kiểm ta điều kiên tt tt max c c tt min

Hệ số nhóm  tính theo công thức Labarre: c c d (m 1)n (n 1)m 0.3 (4 1) 4 (4 1) 4

R 0.693 16 844.270 9361.266   N 7955kN Móng thỏa điều kiện làm việc trong nhóm

4.2 Kiểm tra điều kiện áp lực tại mặt phẳng mũi cọc Điều kiện kiểm tra áp lực đất nền tại mặt phẳng mũi cọc như sau: tc tb M tc max M

P tb;P max tc - áp lực tiêu chuẩn trung bình và lớn nhất tại mặt phẳng

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

 Cạnh dài của đáy khối móng quy ước: tb

 Cạnh ngắn của đáy khối móng quy ước: tb

4.2.2 Xác định trọng lượng của khối móng quy ước

 Trọng lượng cổ móng, đài cọc và đất trên đài: d d tb

 Trọng lượng do các lớp đất đến mũi cọc:

 Trọng lượng thể tích trung bình của các lớp đất này: i i 3 tb i l 5 5.3 11.8 10 14.9 11

 Trọng lượng toàn bộ các cọc trong các lớp đất:

 Trọng lượng móng khối quy ước tc

4.2.3 Áp lực tiêu chuẩn tại đáy móng Áp lực tiêu chuẩn trung bình tại đáy móng: tc tc tc qu o oqu tc tb qu qu

 Áp lực tiêu chuẩn lớn nhất tại đáy móng: max

W W 38.11 38.11 tc tc tc qu xqu yqu tc qu x y

0 0 120.89 80.7 19.5 1694.54 tc tc tc xqu x y qu

0 0 167.21 87.185 19.5 1867.318 tc tc tc yqu y x qu

4.2.4 Sức chịu tải của đất nền tại mặt phẳng mũi cọc

Trong đó m1 = 1.1 đáy khối móng quy ước; m2 = 1.1 giả thiết tỷ số L/H 4; ktc = 1,0 – các chỉ tiêu cơ lý của đất xác định bằng thí nghiệm trực tiếp;

  , tra bảng Sức chịu tải tiêu chuẩn của đất nền dưới đáy móng theo TCVN 9362:2012

P tb 509.847 kPa 1157.893kPa tc max M

Thỏa mãn điều kiện áp lực lên đất nền tại mặt phẳng mũi cọc

4.3 Kiểm tra độ lún của móng Độ lún của móng cọc được xem như độ lún của khối móng quy ước

Chia lớp đất dưới mũi cọc thành nhiều phân lớp có chiều dày hi=0.6m để tính ứng suất gây lún Ứng suất này được xác định đến khi thỏa mãn điều kiện σi bt ≥ 5 σi gl, nghĩa là đến vị trí ngừng tính lún Áp lực bản thân đất nền tại đáy khối móng quy ước được ký hiệu là bt, dựa trên các tham số qu và qu Việc tính toán này nhằm đảm bảo độ ổn định và an toàn của công trình móng cọc, phù hợp với các tiêu chuẩn thiết kế đất đai và kết cấu.

 Áp lực gây lún ở đáy khối móng quy ước: gl tc bt 2

 , cần kiểm tra lún cho móng

Lập bảng tính toán độ lún như sau:

2z/Bq u anph a pz (kPa) pdz

4.4 Tính toán và cấu tạo đài cọc

Chiều dài đoạn đầu cọc ngàm vào trong đài là 0.15m: như vậy chiều cao làm việc cảu đài là:

4.4.1 Kiểm tra chiều cao đài Áp lực xuống các đỉnh cọc theo kết quả tính toán: kN kN

 Kiểm tra chọc thủng của cột đối với đài: Điều kiện kiểm tra: cx xt

P (P ) tổng phản lực của các cọc nằm ngoài tháp chống xuyên thủng

 P cx 14446.08kNP xt 6104.481kN => Thỏa điều kiện

4.4.2 Tính toán và bố trí cốt thép cho đài cọc

 Theo cạnh dài chọn 14ỉ18 cú As5.63cm 2

 Theo phương cạnh ngắn chọn 14ỉ18 cú As5.63 cm 2

5.1 Kiểm tra điều kiện áp lực xuống đỉnh cọc

Hệ số nhóm tính theo công thức Labarre: c c d (m 1)n (n 1)m 0.3 (5 1) 4 (4 1) 5

Kiểm ta điều kiên tt tt max c c tt min

5.2 Kiểm tra điều kiện áp lực tại mặt phẳng mũi cọc Điều kiện kiểm tra áp lực đất nền tại mặt phẳng mũi cọc như sau: tc tb M tc max M

P tb;P max tc - áp lực tiêu chuẩn trung bình và lớn nhất tại mặt phẳng mũi cọc, (kPa)

RM- sức chịu tải của đất nền tại mặt phẳng mũi cọc, (kPa)

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

 Cạnh dài của đáy khối móng quy ước: tb

 Cạnh ngắn của đáy khối móng quy ước: tb

5.2.2 Xác định trọng lượng của khối móng quy ước

 Trọng lượng cổ móng, đài cọc và đất trên đài: d d tb

 Trọng lượng do các lớp đất đến mũi cọc:

 Trọng lượng thể tích trung bình của các lớp đất này: i i 3 tb i l 5 5.3 11.8 10 14.9 11

 Trọng lượng toàn bộ các cọc trong các lớp đất:

 Trọng lượng móng khối quy ước tc

5.2.3 Áp lực tiêu chuẩn tại đáy móng Áp lực tiêu chuẩn trung bình tại đáy móng: tc tc tc qu o oqu tc tb qu qu

 Áp lực tiêu chuẩn lớn nhất tại đáy móng: max

W W 43.719 50.153 tc tc tc qu xqu yqu tc qu x y

0 0 6.49 1.2 15.9 25.57 tc tc tc xqu x y qu

0 0 6.953 0.88 15.9 20.945 tc tc tc yqu y x qu

5.2.4 Sức chịu tải của đất nền tại mặt phẳng mũi cọc

Trong đó m1 = 1.1 đáy khối móng quy ước; m2 = 1.1 giả thiết tỷ số L/H 4; ktc = 1,0 – các chỉ tiêu cơ lý của đất xác định bằng thí nghiệm trực tiếp;

  , tra bảng Sức chịu tải tiêu chuẩn của đất nền dưới đáy móng theo TCVN 9362:2012

P tb 531.830kPa 1157.893kPa tc max M

Thỏa mãn điều kiện áp lực lên đất nền tại mặt phẳng mũi cọc

5.3 Kiểm tra độ lún của móng Độ lún của móng cọc được xem như độ lún của khối móng quy ước

Chia lớp đất dưới mũi cọc thành nhiều phân lớp có chiều dày hi = 0,5m để tính ứng suất gây lún Quá trình tính toán tiếp tục cho đến khi điều kiện σi bt ≥ 5 σi gl được thỏa mãn, đảm bảo rằng các ứng suất đất tại vị trí ngừng tính lún đạt đủ mức an toàn Áp lực bản thân của đất nền tại đáy khối móng được xác định dựa trên phương pháp tính toán quy ước, sử dụng các thông số qu và qu để đảm bảo độ chính xác trong phân tích.

 Áp lực gây lún ở đáy khối móng quy ước: gl tc bt 2

 , cần kiểm tra lún cho móng

Lập bảng tính toán độ lún như sau:

2z/Bq u anph a pz (kPa) pdz

5.4 Tính toán và cấu tạo đài cọc

Chiều dài đoạn đầu cọc ngàm vào trong đài là 0.1m: như vậy chiều cao làm việc cảu đài là:

5.4.1 Kiểm tra chiều cao đài Áp lực xuống các đỉnh cọc theo kết quả tính toán: kN kN

 Kiểm tra chọc thủng của cột đối với đài: Điều kiện kiểm tra: cx xt

P (P ) tổng phản lực của các cọc nằm ngoài tháp chống xuyên thủng

 P cx 14446.08kNP xt 7278.671kN => Thỏa điều kiện

5.4.2 Tính toán và bố trí cốt thép cho đài cọc

 Theo cạnh dài chọn 22ỉ18 cú AsU.99 cm 2

Khoảng cách giữa các thanh thép: l 2a ' ỉ 4200 2 35 18 a 195.8 180 n 1 22 1

 Theo phương cạnh ngắn chọn 18ỉ18 cú AsE.81cm 2

6 Tính toán móng cọc đóng ép móng lõi thang

6.1 Xác định độ sâu đặt đáy đài

Dưới đây là đoạn văn đã được tối ưu hóa cho SEO và đảm bảo tính mạch lạc dựa trên nội dung của bạn:Chúng tôi xác định cao trình đáy VACH là -10.5 m và hố pitch là -1.4 m, và đề xuất độ sâu đặt đế móng là -13.9 m trên lớp đất thứ 2 với chiều rộng đài là 8 m Việc kiểm tra điều kiện cân bằng giữa áp lực đặt bị động tác động lên mặt bên của đài và tổng tải trọng ngang tính toán tại đỉnh đài đảm bảo sự vững chãi của công trình.

  Độ sâu đã chọn thỏa mãn điều kiện cân bằng áp lực

6.2 Xác định số lượng cọc

Sức chịu tải cho phép của cọc o c c,u n k

 Phản lực của cọc lên đáy đài tt ctk

THI CÔNG

Tiêu đề	Chung Cư Quận 9
Tác giả	Nguyễn Thị Sương Mai
Người hướng dẫn	TS Trần Tuấn Kiệt
Trường học	Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Thành phố Hồ Chí Minh
Chuyên ngành	Công nghệ kỹ thuật công trình xây dựng
Thể loại	Đồ án tốt nghiệp
Năm xuất bản	2019
Thành phố	TP Hồ Chí Minh

Định dạng
Số trang	229
Dung lượng	13,76 MB