Từ quá trình làm đồ án đã tạo điều kiện cho em tổng hợp hệ thống lại kiến thức đã học đồng thời bổ sung kiến thức mới, rèn luyện khả năng tính toán phân tích giải quyết các vấn đề gặp ph
KIẾN TRÚC
GIỚI THIỆU VỀ CÔNG TRÌNH
Dân số nước ta hiện đang trên 96 triệu người do đó nhu cầu về nhà ở để an cư lập nghiệp ngày càng tăng, tuy nhiên diện tích đất lại không tăng mà ngày càng có xu hướng thu hẹp lại phục vụ cho việc phát triển cơ sở hạ tầng, đặc biệt tại thành phố Hồ Chí Minh thì thực trạng trên diễn ra gay gắt
Vì những lí do trên nên việc quy hoạch xây dựng nhà cao tầng là vô cùng cần thiết và trong đó việc xây dựng chung cư An Dương Vương cũng để giải quyết bài toán đất chật người đông, đồng thời thay đổi cảnh quan đô thị, góp phần nâng cao tầm vóc vị thế của thành phố Hồ Chí Minh, xứng đáng là đầu tàu kinh tế của cả nước.
GIẢI PHÁP KIẾN TRÚC
1.2.1 MẶT BẰNG VÀ PHÂN KHU CHỨC NĂNG
Công trình có mặt bằng hình chữ nhật, vuông vắn, chiều dài 46m, chiều rộng 28.2m, diện tích đất xây dựng là 1297.2 m 2
Công trình bao gồm 15 tầng nổi với chiều cao tầng điển hình là 3.8 và 3 tầng hầm với chiều cao là 3m Cốt 0.00m trùng với sàn tầng trệt Chiều cao công trình là 62m Công trình có ba tầng hầm do đó đảm bảo được không gian diện tích một tầng phục vụ cho hệ thống kỹ thuật, hai tầng còn lại được làm bãi giữ xe
Tầng trệt dùng làm siêu thị, cửa hàng tiện lợi, phục vụ nhu cầu ăn uống mua sắm, đồng thời cung cấp các dịch vụ vui chơi giải trí cho các hộ gia đình sống trong chung cư
Tầng 2 đến tầng 15 bố trí các căn hộ Tầng sân thượng bố trí các phòng kỹ thuật cho thang máy, cột chống sét…
Công trình mang trong mình kiểu dáng mạnh mẽ hùng dũng vươn thẳng từ mặt đất lên cao, nhưng không kém phần hiện đại thể hiện được quy mô vị thế tại vị trí mà nó tọa lạc xứng tầm với chiến lược phát triển của thành phố Hồ Chí Minh
Mặt đứng được bố trí nhiều cửa sổ lấy ánh sáng và gió trời góp phần làm công trình gần gũi với thiên nhiên tận dụng được nguồn năng lượng sạch, tiết kiện điện năng, phù hợp với xu thế xanh hiện nay mà con người chúng ta đang chung tay chống biến đổi khí hậu
Giao thông ngang trong mối đơn nguyên là hệ thông thành lang thông thoáng
Giao thông đứng bao gồm thang máy và cầu thang bộ
Hệ thống thang máy gồm 3 buồng trong đó 2 buồng phục vụ đi lại chính cho dân cư, buồng còn lại để vận chuyển hàng hóa thiết bị gia đình Thang máy được thiết kế chứa trong lõi nằm ở trung tâm tòa nhà do đó khoảng cách đi lại các căn hộ là ngắn nhất, thuận tiện nhanh chóng
Cầu thang bộ phục vụ cho thoát hiểm, các trường hợp khẩn cấp.
GIẢI PHÁP KỸ THUẬT
Hệ thống điện được lấy từ công ty điện lực cấp cho chung cư, ngoài ra chung cư còn được trang bị máy phát điện chạy bằng dầu diazen đề phòng trường hợp mất điện
Hệ thống điện được điều khiển vận hành từ phòng kỹ thuật điện trung tâm và máy phát điện đều được lắp đặt tại tầng hầm
Hệ thống nước được lấy từ công ty cấp thoát nước thành phố, sau đó cấp đến từng căn hộ thông qua hệ thống ống lắp đặt trong hộp gen kỹ thuật
Song song với hệ thống cấp nước và hệ thống thu nước thải, tùy theo loại nước thải mà thải trực tiếp ra hệ thống cống chung, hoặc thải vào bể tự hoại xử lí sau đó mới chảy vào cống
Sau lưng hai lõi thang là lỗ thông tầng giúp đối lưu không khí thông gió cho công trình Bên cạnh đó hệ thống cửa sổ giúp lấy nguồn không khí tự nhiên đem lại nguồn oxi trong lành cho cư dân sinh sống trong căn hộ
Tùy theo nhu cầu mà căn hộ có thể gắn hệ thống máy lạnh, điều hòa nhiệt độ cho căn hộ khi thành phố bước vào mùa nóng
1.3.4 HỆ THỐNG KHÍ ĐỐT Để thuận tiện cho việc quản lí na toàn phòng cháy chữa cháy công trình sử dụng hệ thống ga trung tâm thông qua hệ thống ống đi chìm trong hộp gen đến từng căn hộ, mỗi căn hộ sẽ có đồng hồ tình tiến qua số lượng sử dụng
Hệ thống ga trung tâm được điều khiển vận hành tại phòng kỹ thuật khí đốt trung tâm đặt tại tầng hầm
1.3.5 HỆ THỐNG PHÒNG CHÁY CHỮA CHÁY THOÁT HIỂM
Chung cư có bể nước phục vụ cho công tác phòng cháy chữa cháy ở tầng hầm Hệ thống đường ống được lắp đặt trên trần nhà với áp lực nước đủ tiêu chuẩn chữa cháy, cùng với đó là hệ thống báo khỏi, chuông báo cháy được lắp đặt ở hành lang mỗi tầng
Tại mỗi tầng đều có bảng chỉ dẫn exit thoát hiểm bằng cầu thang bộ trong trường hợp khẩn cấp
Hệ thống thu sét được lắp đặt ở tầng mái và tiếp đất đảm bảo an toàn cho công trình cũng như đồ vật gia đình sử dụng điện
Tại vị trí lõi thang có trang bị 2 thùng rác ở mỗi tầng, cuối ngày được nhân viên vận chuyển xuống tầng trệt giao cho công ty môi trường thành phố.
VẬT LIỆU THIẾT KẾ CÔNG TRÌNH
Bảng 1.1-Vật liệu sử dụng thiết kế
TT Vật liệu Thông số
1 Bê tông R (MPa) b R (MPa) bt R b.ser (MPa) R bt.ser (MPa) Modun
Thép Nhóm R (MPa)s R (MPa) sc R (MPa) sw Modun
THIẾT KẾ SÀN TẦNG ĐIỂN HÌNH
SƠ BỘ TIẾT DIỆN
2.1.1 SƠ BỘ CHIỀU DÀY SÀN
Hình 2.1-Mặt bằng sàn tầng điền hình
Chiều dày sàn sơ bộ tính theo công thức sau: s min h DL
D=(0.8:1.4) phụ thuộc vào tải trọng m=(30:35) đối với bản dầm
Lmin: cạnh nhỏ nhất của ô sàn
Chọn sơ bộ chiều dày sàn: 130mm
2.1.2 SƠ BỘ TIẾT DIỆN DẦM
Công thức sơ bộ tiết diện dầm:
Bảng 2.1-Sơ bộ tiết diện dầm
STT Nhịp L (m) Bề rộng b (m) Chiều cao h (m)
2.1.3 SƠ BỘ TIẾT DIỆN CỘT, VÁCH
Chọn sàn tầng 15 để thiết kế do đó chọn sơ bộ tiết diện cột tầng 15 là 400x500mm Chọn tiết diện vách dày 300mm.
TẢI TRỌNG TÁC DỤNG LÊN SÀN
Tải trọng đứng tác dụng lên sàn bao gồm:tĩnh tải và hoạt tải
Tĩnh tải của sàn bao gồm:
+ Trọng lượng bản thân: Để phần mềm tự tính
+ Các lớp cấu tạo hoàn thiện
Bảng 2.2-Các lớp cấu tạo sàn thường
Các lớp cấu tạo Chiều dày (mm)
Tải trọng tiêu chuẩn (kN/m 2 )
Tải trọng tính toán (kN/m 2 )
Bảng 2.3-Các lớp cấu tạo sàn vệ sinh
Các lớp cấu tạo Chiều dày (mm)
Tải trọng tiêu chuẩn (kN/m 2 )
Tải trọng tính toán (kN/m 2 )
Các lớp cấu tạo Chiều dày (mm)
Tải trọng tiêu chuẩn (kN/m 2 )
Tải trọng tính toán (kN/m 2 )
Bảng 2.4-Các loại tường gắn vào công trình
Hoạt tải được lấy theo TCVN 2737-1995 ứng với công năng từng ô sàn cụ thể được thể hiện ở bảng sau:
Bảng 2.5- Hoạt tải của từng ô sàn
TT Ô sàn Hoạt tải tiêu chuẩn
Hoạt tải tính toán (kN/m 2 )
1 Phòng khách, ngủ, ăn, nhà vệ sinh 1.5 1.3 1.95
PHƯƠNG ÁN THIẾT KẾ SÀN
Thiết kế sàn bằng cách mô hình bên etabs sau đó xuất tầng điển hình qua Safe
Hình 2.2-Sàn điển hình sau khi được import vào Safe
Bảng 2.6- Các trường hợp tải khai báo trong Safe
TT Loại tải Kí hiệu Type Hệ số selfwieght
1 Trọng lượng bản thân TTBT Dead 1.1
2 Tải tường xây Tuong Dead 0
3 Các lớp hoàn thiện Hoanthien Dead 0
4 Hoạt tải 200daN / m 2 HT1 Live 0
5 Hoạt tải 200daN / m 2 HT2 Live 0
Hình 2.3-Hoạt tải 1 gắn vào sàn
Hình 2.4-Hoạt tải 2 gắn vào sàn
Tổ hợp TTGH1: 1TLBT+ 1TUONG+ 1HOANTHIEN+ 1HT1 +1HT2
Tổ hợp TTGH2: Kiểm tra độ võng toàn phần bằng phần mềm có kể đến vết nứt, từ biến co ngót của bê tông.
KIỂM TRA TTGH2
Dựa theo TCVN 5574-2012[3], độ võng của sàn được tính như sau:
Trong đó: f: độ võng toàn phần của ô sàn f1: độ võng do tác dụng ngắn hạn của toàn bộ tải trọng dùng để tính toán biến dạng f2: độ võng do tác dụng ngắn hạn của tải trọng thường xuyên và tải trọng tạm thời dài hạn f3: độ võng do tác dụng dài hạn của tải trọng thường xuyên và tải trọng tạm thời dài hạn Đối với ô sàn có kích thước 7×7.5(m) thì độ võng giới hạn được lấy trong bảng 4- TCVN 5574-2012[3] Ta được kết quả: f = 2.5(cm)
Sử dụng phần mềm Safe để tính độ võng qua các bước khai báo sau:
• Sh1: 1/1.1×TLBT -Nonlinear (Cracked) – Zero Initial Condition
• Sh2: 1/1.2×HOANTHIEN+1/1.1×TUONG- Nonlinear (Cracked) – Continue from State at End of Nonlinear Case Sh1
• Sh3-1: 1/1.3×HT1+ 1/1.2×HT2-Nonlinear (Cracked) – Continue from State at End of Nonlinear Case Sh2
• Sh3-2: 1/1.3×0.2×HT1 +1/1.2×0.34HT2 – Nonlinear (Cracked) – Continue from State at End of Nonlinear Case Sh2
• Lt1: 1/1.1×TLBT – Nonlinear (Longterm Cracked) – Zero Initial Condition
• Lt2: 1/1.2×HOANTHIEN +1/1.1×TUONG – Nonlinear (Longterm Cracked) – Continue from State at End of Nonlinear Case Lt1
• Lt3: 1/1.3×0.2×HT1 +01/1.2×0.34HT2 – Nonlinear (Longterm Cracked) – Continue from State at End of Nonlinear Case Lt2
Tương ứng với TCVN: f1 = Sh3-1 ; f2 = Sh3-2 và f3 = Lt3
Hệ số từ biến được xác định theo phụ lục Annex B của tiêu chuẩn EN 1992:2004 phần 1-1: Cr=1.81
Hệ số co ngót được xác định theo mục 3.1.4(5) của tiêu chuẩn EN 1992:2004: Sh=0.0003
Hình 2.5-Giá trị chuyển vị của ô sàn Độ võng lớn nhất: f = 22.56(mm) f
Kết luận thỏa điều kiện độ võng
Theo mục 7.1.2.4 TCVN5574-2014[3] Điều kiện kiểm tra nứt: M r M crc
Mr là moment do ngoại lực
Mcrc là moment kháng nứt của tiết diện đang xét Đối với cấu kiện chịu uốn:M crc =R bt.ser W pl
Nếu M r M crc thỏa thì cấu kiện không xuất hiện vết nứt
Nếu M r M crc thì cấu kiện xuất hiện vết nứt, ta cần tính bề rộng vết nứt
Tính bề rộng vết nứt:
Theo 7.2.2 TCVN5574-2012 [3] , công thức chung tính vết nứt: s 3 crci l s a 20(3.5 100 ) d
= − Đối với cấu kiện sàn thì bề rộng vết nứt: crc crc.1t crc.1d crc.2 a =a −a +aTrong đó: acrc.1t là bề rộng vết nứt do tác dụng ngắn hạn của toàn bộ tải trọng acrc.1d là bề rộng vết nứt do tác dụng ngắn hạn của tải thường xuyên và tải trọng tạm thời dài hạn acrc.2 là bề rộng vết nứt do tác dụng dài hạn của tải thường xuyên và tải trọng tạm thời dài hạn
Bể rộng nứt cho phép đối với cấu kiện sàn thuộc cấp 3: acrc =0.4(mm) Áp dụng tính toán:
Kiểm tra nứt đối với ô sàn S1
Bảng 2.7- Thông số của sàn hs
Chiều cao tương đối: b.red b h 1000 130
Chiều cao miền nén: x= =h o 0.513 115 X.99(mm)
6 3 bo so so pl bo
Kết luận: Xuất hiện vết nứt
Tính bề rộng của vết nứt
Bề rộng vết nứt dưới tác dụng ngắn hạn của toàn bộ tải trọng:
= tác dụng tải trọng tạm thời ngắn hạn và tác dụng ngắn hạn của tải trọng thường xuyên và tải trọng tạm thời dài hạn
=1 đối với thép có gờ s o
Bề rộng vết nứt dưới tác dụng ngắn hạn của tải thường xuyên và tải trọng tạm thời dài hạn
Bề rộng vết nứt dưới tác dụng dài hạn của tải thường xuyên và tải trọng tạm thời dài
= Khi có tác dụng của tải trọng lặp, tải trọng thường xuyên, tải trọng tạm thời dài hạn: l 1.6 15 1.6 15 0.0045 1.531
Bề rộng vết nứt của sàn: crc crc.1t crc.1d crc.2 a =a −a +a =0.195 0.177 0.256− + =0.274(mm)0.4(mm)
Kết luận Thỏa điều kiện bề rộng vết nứt
Kiểm tra tương tự đối với các ô sàn khác.
Bảng 2.8- Bảng kiểm tra nứt các ô sàn
Kết luận S1 130 1000 115 561 16.31 11.14 16.31 14.76 13.98 0.195 0.177 0.256 0.274 Thỏa S2 130 1000 115 524 16.08 11.13 16.08 14.55 12.95 0.192 0.174 0.237 0.256 Thỏa S3 130 1000 115 393 13.07 11.11 13.07 11.29 9.77 0.212 0.21 0.246 0.248 Thỏa
TÍNH THÉP CHO SÀN TẦNG ĐIỂN HÌNH
2.5.1 KIỂM TRA KHẢ NĂNG CHỊU CẮT
Kiểm tra khả năng chịu cắt của sàn:
0.75R bh =0.75 1.2 10 1 0.115 103.5(kN)Lực cắt lớn nhất trong sàn Q max '.48(kN) 103.5(kN)
Kết luận Bê tông sàn đủ khả năng chịu lực cắt
Chia bề rộng các dãy trip là 1(m) để thuận tiện cho việc tính toán thép dọc
Hình 2.6-Chia dải strip với bề rộng 1m theo phương x
Hình 2.7-Chia dải strip với bề rộng 1m theo phương y
Từ moment xuất từ dải trip trong Safe ta đi tính thép cho các ô sàn:
Hình 2.8- Nội lực của các dãy trip theo phương x
Hình 2.9- Nội lực của các dãy trip theo phương y
Hình 2.10- Sơ đồ chia ô sàn
Tính thép cho nhịp L1 ô S1 có M.88(kN.m)
Giả thuyết a (mm), ho0-155(mm), b=1m m 2
Bố trớ ỉ10a200 Aschon93(mm 2 ) Hàm lượng 393
Bảng 2.9- Kết quả tính thép từng ô sàn Ô sàn Vị trí Tên dãy Strip Station M
THIẾT KẾ CẦU THANG TẦNG ĐIỂN HÌNH
CẤU TẠO CẦU THANG TẦNG ĐIỂN HÌNH
Chọn sơ bộ chiều dày bản thang h bth 0(mm)
Cầu thang tầng điển hình gồm 2 vế
Chiều cao bậc thang hb6(mm), bề rộng bậc thang lb)5(mm)
Góc nghiêng bản thang: 156 tan 27 52 ' cos 0.884
Hình 3.1- Cấu tạo cầu thang
TẢI TRỌNG TÁC DỤNG LÊN CẦU THANG
Tải trọng tác dụng lên chiều nghỉ bao gồm :tĩnh tải và hoạt tải
3.2.1 TĨNH TẢI TÁC DỤNG LÊN CHIỂU NGHỈ
Tĩnh tải của chiếu nghỉ bao gồm:
+ Trọng lượng bản thân: Để phần mềm tự tính
+ Các lớp cấu tạo hoàn thiện
Bảng 3.1-Các lớp cấu tạo hoàn thiện chiếu nghỉ
STT Các lớp cấu tạo
Tải trọng tiêu chuẩn (kN / m )2
Tải trọng tính toán (kN / m )2
STT Các lớp cấu tạo
Tải trọng tiêu chuẩn (kN / m )2
Tải trọng tính toán (kN / m )2
3.2.2 HOẠT TẢI TÁC DỤNG LÊN CHIỀU NGHỈ
Theo TCVN 2737-1995[1] tải trọng dành cho khung vực cầu thang hành lang: Hoạt tải:p=p n c p = 3 1.2=3.6(kN/ m ) 2
3.2.3 TĨNH TẢI TÁC DỤNG LÊN BẢN THANG
Tĩnh tải của bản thang bao gồm:
+ Trọng lượng bản thân: Để phần mềm tự tính
+ Các lớp cấu tạo hoàn thiện
Chiều dày tương đương của các lớp cấu tạo theo phương của bản nghiêng tdi Lớp đá hoa cương: b b i td1 b
= = Lớp bậc thang: b td3 h cos 0.156 0.884
= = Bảng 3.2-Các lớp cấu tạo hoàn thiện bản thang
STT Các lớp cấu tạo
Tải trọng tiêu chuẩn (kN / m )2
Tải trọng tính toán (kN / m )2
3.2.4 HOẠT TẢI TÁC DỤNG LÊN BẢN THANG
SƠ ĐỒ TÍNH CẦU THANG
Sơ bộ kích thước dầm chiều nghỉ cầu thang: b×h 0×300(mm)
2.3 3 h = 0.13= , do đó liên kết giữa bản thang và dầm chiểu nghỉ là liên kết khớp
Hình 3.2- Sơ đồ tính cấu thang vế 1 và 2
Sử dụng phần mềm Sap2000 để phân tích lấy nội lực
Hình 3.3- Gắn tĩnh tải cho cầu thang
Hình 3.4- Gắn hoạt tải cho cầu thang
Hình 3.5- Kết quả nội lực sau khi chạy Sap2000
TÍNH THÉP CẦU THANG
Lấy momet xuất từ Sap2000 để tính thép cho cầu thang
Bảng 3.3-Kết quả tính thép cầu thang vế 1
B, C là các điểm lấy từ hình 3.2 bên trên Ngoài ra tại vị trí A được bố trí thép mũ đúng bằng lượng thép tính tại C để chống nứt
Tương tự ta tính thép cầu thang về 2 cho kết quả giống vế 1
THIẾT KẾ DẦM CHIẾU NGHỈ
3.5.1 TẢI TÁC DỤNG LÊN DẦM
Trọng lượng bản thân dầm: d d d bth b g =b (h −h ) n =0.2 (0.3 0.13) 1.1 25 − =0.94(kN / m)
Trọng lượng tường xây trên dầm t t t t g =b h n =0.1 1.6 1.1 18 3.17(kN / m) Phản lực gối tựa
= + − = + − Trong đó: q2: tải phân bố trên bản thang bằng tổng các lớp cấu tạo bản thang (bao gồm lớp bê tông cốt thép) và hoạt tải, q 2 =3.25 3.57 3.6 10.42(kN / m)+ + = q1: tải phân bố trên chiếu nghỉ bằng tổng các lớp cấu tạo bản thang (bao gồm lớp bê tông cốt thép) và hoạt tải, q 1 =1.39 3.57 3.6 8.56(kN / m)+ + =
Tổng tải trọng tác dụng lên dầm chiếu nghỉ qcn =0.94 3.17 25.53+ + ).64(kN / m)
Hình 3.6- Sơ đồ tính dầm chiếu nghỉ
Bảng 3.4-Kết quả tính thép dọc cho dầm chiếu nghỉ
Chọn thép làm cốt đai: d sw =6, số nhánh n=2, khoảng cách cốt đai là 150 w sw sw
= = Khả năng chịu cắt của cốt đai và bê tông
Kết luận cốt đai bố trí đủ lực cắt.
THIẾT KẾ KHUNG
SƠ BỘ TIẾT DIỆN KHUNG
4.1.1 SƠ BỘ TIẾT DIỆN CỘT, VÁCH
Công thức sơ bộ tiết diện cột: cs t d c b
Trong đó: n số tầng bên trên cột
Acs: diện truyên tải từ sàn vào cột q: tĩnh tải tác dụng lên sàn p: hoạt tải tác dụng lên sàn
Rb: cường độ nén của bê tông qt: trọng lượng tường xây trên dầm qd:trọng lượng bản thân dầm qua cột
Thay đổi kích thước cột 3 lần theo phương thẳng đứng của công trình tại một vị trí Bảng 4.1-Sơ bộ tiết diện cột
Vị trí Diện tích sơ bộ A (m ) c 2 Cạnh b(m) Cạnh h(m)
Từ tầng 11 đến tầng mái 0.2 0.4 0.5
Các vách bố trí trong công trình có bề rộng 300mm
4.1.2 SƠ BỘ TIẾT DIỆN DẦM
Công thức sơ bộ tiết diện dầm:
= Bảng 4.2-Sơ bộ tiết diện dầm
STT Tên dầm Nhịp L (m) Bề rộng b (m) Chiều cao h (m)
Hình 4.1- Mặt bằng bố trí dầm
TẢI TRỌNG TÁC DỤNG VÀO KHUNG
4.2.1 TẢI TRỌNG THEO PHƯƠNG THẲNG ĐỨNG Đối với các tầng điển hình tải trọng bao gồm tĩnh tải và hoạt tải lấy tương tự như ô sàn thường và ô sàn vệ sinh như đã trình bày ở chương 2
Ngoài ra còn bổ sung thêm tải tác dụng cho các ô sàn ở tầng trệt (tầng thương mại), tầng sân thượng, tầng mái, tầng hầm
Tĩnh tải của công trình:
+ Trọng lượng bản thân: Để phần mềm tự tính
+ Tải từ các lớp cấu tạo hoàn thiện, ống
Bảng 4.3-Các lớp cấu tạo hoàn thiện sàn thượng, mái, trệt, tầng hầm, điển hình
Tải trọng tiêu chuẩn (kN / m )2
Tải trọng tính toán (kN / m )2
Tải trọng tiêu chuẩn (kN / m )2
Tải trọng tính toán (kN / m )2
Bảng 4.4-Các lớp cấu tạo sàn vệ sinh
Tải trọng tiêu chuẩn (kN / m )2
Tải trọng tính toán (kN / m )2
Bảng 4.5-Giá trị tải tường gắn vào công trình
Theo TCVN 2737-1995[1] hoạt tải được tra theo từng công năng của ô sàn
Bảng 4.6-Giá trị hoạt tải các ô sàn
Giá trị tiêu chuẩn (kN / m )2
Giá trị tính toán (kN / m )2
Giá trị tiêu chuẩn (kN / m )2
Giá trị tính toán (kN / m )2
Sàn p.ngủ, p.khách, p.ăn, p.vệ sinh 1.5 1.3 1.5 1.95
Hình 4.2-Công trình sau khi được mô hình
4.2.2 TẢI TRỌNG THEO PHƯƠNG NGANG
Tải ngang tác dụng vào công trình là tải gió bao gồm gió tĩnh và gió động
Thành phần gió tĩnh tác dụng lên công trình được quy thành gió thổi theo phương x
WTX và gió thổi theo phương y WTY
Công thức tổng quát theo TCVN 2737-1995[1]:W =W nckB o
Wo áp lực gió tiêu chuẩn ( Thành phố Hồ Chí Minh Wo(daN/m 2 ) n: hệ số vượt tải n=1.2 c: hệ số khí động c=1.4 k: hệ số tính đến sự thay đổi áp lực gió theo độ cao, lấy theo bảng 5, TCVN 2737- 1995[1]
Công trình xây dựng ở vị trí có dạng đia hình C (địa hình che chắn mạnh , trong thành phố)
Tải trọng gió tĩnh được quy về thành lực tập trung được đặt tại tâm hình học của mỗi tầng
Diện tích đón gió của từng tầng được tính toán như sau: j j 1 j h h
Sj là diện tích đón gió tầng thứ j j j 1 h , h − là chiều cao tầng thứ j, j-1
B là bề rộng đón gió
Giá trị tính toán gió tĩnh được thể hiện ở bảng bên dưới.
Bảng 4.7-Tính toán thành phần tĩnh của tải gió
Bề rộng đón gió tc
Vì chiều cao công trình trên 40m nên ta phải tính gió động: Để tính gió động cần gắn mass soure 1TT+0.5HT sau đó phân tích tần số dao động bằng phần mềm Etabs
Hình 4.3- Khai báo mass soure khi tính gió động
Bảng 4.8-Bảng phân tích dạng dao động
Mode Chu kì T Tần số f UX UY RX RY RZ Nhận xét
Trong TCXD 229-1999[2] quy định cần tính thành phần động tải trọng gió các s dạng dao động đầu tiên thõa mản bất đẳng thức:f s f L f s 1 +
Bảng 4.9-Bảng giá trị tần số giới hạn f L
Vùng áp lực gió f (Hz) L
Do đó dựa vào kết quả trên ta cần tính thành phần động của gió cho mode1, mode 2 Riêng mode 3 là dạng xoắn do đó không kể đến trong tính toán
Công thức tính thành phần động của tải trọng gió theo TCXD 229-1999[2]: p( ji) i i i ji
W lực, đơn vị tính thường là daN hoặc kN
M i khối lượng tập trung của phần công trình thứ j, đơn vị T
i hệ số động lực ứng với dạng dao động thứ i, không thứ nguyên, phụ thuộc vào thông số i và độ giảm lôga của dao động yji dịch chuyển ngang tỉ đối của trọng tâm phần công trình thứ j ứng với dạng dao động thứ I, không thứ nguyên
i hệ số được xác định bằng cách chia công trình thành n phần trong phạm vi mỗi phần tải trọng gió có thể coi như không đổi
Xác định Mj: Khối lượng các điểm tập trung theo các tầng được xuất từ ETABS (Center Mass Rigidity)
Xác định i : Hệ số động lực được xác định ứng với dạng dao động thứ i, phụ thuộc vào thông số i và độ giảm loga của dao động: o i i
Hệ số tin cậy tải trọng gió lấy = 1.2 fi: Tần số dao động riêng thứ i
Wo: Giá trị áp lực gió Lấy bằng 0.83 kN/m 2 = 830 N/m 2
+ Công trình bằng BTCT với = 0.3 nên ta tra theo đường số 1 trên đồ thị (TCXD 229 : 1999)
Hình 4.4- Đồ thị xác định hệ số động lực
Hệ số i được xác định theo công thức: n ji Fj j 1 i n
Trong đó: yji: dịch chuyển ngang tỉ đối của trọng tâm phần công trình thứ j ứng với dạng dao động riêng thứ i
WFj - giá trị tiêu chuẩn thành phần động của tải trọng gió tác dụng lên phần thứ j của công trình, ứng với các dạng dao động khác nhau khi chỉ kể đến ảnh hưởng của xung vận tốc gió, được xác định theo công thức:
Wj: giá trị tiêu chuẩn thành phần tĩnh của gió (kN/m 2 )
i là hệ số áp lực động của tải trọng gió, được tra trong bảng 3,TCXD 229-1999[2]
Sj: diện tích đón gió phần công trình thứ j (m 2 )
: hệ số tương quan không gian áp lực động của tải trọng gió ứng với dạng dao động khác nhau của công trình, không thứ nguyên Khi tính toán với dạng dao động thứ nhất thì lấy bằng 1, còn đối với các dạng dao động còn lại, lấy bằng 1
Giá trị 1 được lấy theo bảng 10, TCVN 2737 : 1995, phụ thuộc vào 2 tham số ρ và χ Tra bảng 11, TCVN 2737 : 1995 để có được 2 thông số này, a và b được xác định như hình sau (mặt màu đen là mặt đón gió):
Hình 4.5- Hệ tọa độ khi xác định hệ số tương quan
Bảng 4.10-Các tham số và
Mặt phẳng tọa độ cơ bản song song với bề mặt tính toán ρ χ
Kết quả tính toán gió động được thể hiện ở các bảng sau:
Bảng 4.11-Tính toán thành phần động của tải gió dạng 1 theo phương X
Tầng Cao độ z(m) Mi 1 yj1 i p ( j1) tc 2
Bảng 4.12-Tính toán thành phần động của tải gió dạng 1 theo phương Y
Tầng Cao độ z(m) Mi 1 yj1 i p ( j1) tc 2
Tải trọng đặc biệt tác dụng vào công trình là tải động đất được xác định theo TCVN 9386-2012[4]
Phân tích công trình bằng phần mềm Etabs với hệ số mass soure là 1TT+0.24HT để Công trình cao 17 tầng khi tính cả tầng thượng và mái theo TCVN 9386-2012[4] thì phân ở cấp 2 có hệ số tầm quan trọng = l 1
Hình 4.6- Khai báo mass soure khi tính động đất
Bảng 4.13-Bảng giá trị chu kì sau khi phân tích
Mode Period UX UY RX RY RZ
Mode Period UX UY RX RY RZ
Nhận xét: Chu kì của mode 1 lớn hơn 2s không thỏa điều kiện tính động đất theo phương pháp tĩnh lực ngang tương đương, do đó ta dùng phương pháp phổ phản ứng thiết kế Đỉnh gia tốc nền tham chiếu ở khu vực quận 6 thành phố Hồ Chí Minh
2 agR =0.07 9.81 =0.687(m / s ) Đỉnh gia tốc nền thiết kế:
Nhận xét công trình có đỉnh gia tốc nền 0.04ga g 0.08g trên nền đất loại C, do đó cần tính toán cấu tạo kháng chấn
Công trình được xây trên đất nền loại C (lựa chọn dựa trên đánh giá địa chất công trình) do đó ta có các tham số:
TC=0.6(s) giới hạn trên của chu kì, ứng với đoạn nằm ngang của phổ phản ứng gia tốc
TB=0.2(s) giới hạn dưới của chu kì ứng với đoạn nằm ngang của phổ phản ứng gia tốc
TD =2(s) -giá trị xác địng điểm bắt đầu của phần phản ứng dịch chuyển không đổi trong phổ phản ứng q=3.9 Hệ số ứng xử của kết cấu nhà nhiều tầng khung nhiều nhịp
Phổ thiết kế dùng cho trường hợp tính toán đàn hồi kết cấu được xác định như sau:
Kết quả tính phổ được thể hiện ở phụ lục
Hình 4.7- Biểu đồ thể hiện phổ phản ứng thiết kế theo phương ngang
Hình 4.8- Khai báo phổ trong Etabs
PHỔ ĐÀN HỒI THIẾT KẾ THEO PHƯƠNG NGANG
Hình 4.9- Định nghĩa động đất theo phương x
Hình 4.10- Định nghĩa trường hợp phổ theo phương y
CÁC TRƯỜNG HỢP TẢI
Bảng 4.14-Các trường hợp tải tác dụng vào công trình
STT Trường hợp tải Kí hiệu Type Selfweight Ghi chú
1 Trọng lượng bản thân TLBT Dead 1.1 -
2 Hoàn thiện sàn HT Dead 0 -
5 Hoạt tải 200kg / m 2 HT1 Live 0 -
6 Hoạt tải 200kg / m 2 HT2 Live 0 -
7 Gió tĩnh phương x WTX Wind 0 Tâm hình học
8 Gió tĩnh phương y WTY Wind 0 Tâm hình học
9 Gió động dạng 1 phương x WD1X Wind 0 Tâm khối lượng
10 Gió động dạng 1 phương y WD1Y Wind 0 Tâm khối lượng
11 Gió theo phương x WX Wind - WTX+WDX
12 Gió theo phương y WY Wind - WTY+WDY
13 Động đất phương x DDX Spectrum - -
14 Động đất phương y DDY Spectrum - -
TỔ HỢP TẢI TRỌNG
Bảng 4.15-Các tổ hợp tải trọng để kiểm tra trạng thái giới hạn I
TT Tên tổ hợp Các trường hợp tải trọng tác dụng
TLBT HT TUONG HT1 HT2 WX WY DDX DDY
12 COMBOBAO ENVELOPE(COMBO1+COMBO2+…COMBO11)
Bảng 4.16-Các tổ hợp tải trọng để kiểm tra trạng thái giới hạn II
TT Tên tổ hợp Các trường hợp tải trọng tác dụng
TLBT HT TUONG HT1 HT2 WX WY DDX DDY
TT Tên tổ hợp Các trường hợp tải trọng tác dụng
TLBT HT TUONG HT1 HT2 WX WY DDX DDY
10 COMBOBAO ENVELOPE(COMBO12+COMBO2+…COMBO20)
KIỂM TRA CHUYỂN VỊ ĐỈNH CỦA CÔNG TRÌNH
Xuất chuyển vị đỉnh công trình tại tầng mái:
Hình 4.11- Chuyển vị đỉnh công trình theo phương ngang
Chuyển vị ngang cho phép đối với công trình có kết cấu khung-vách theo TCVN
= 750 Chuyển vị đỉnh công trình theo phương x: x f 0.0399
Chuyển vị đỉnh công trình theo phương y: y f 0.059
Kết luận: Công trình thỏa chuyển vị ngang
KIỂM TRA GIA TỐC DAO ĐỘNG
Từ phương trình động học ta có chuyển vị: Y Asin( t= + )
là tần số dao động góc
A là biên độ dao động
Gọi Amax là chuyển vị đỉnh lớn nhất của công trình xảy ra khi sin( t + = −) 1
Khi đó gia tốc lớn nhất tại đỉnh nhà: Y max '' = 2 A max
Nhằm đảm bảo sinh hoạt bình thường con người sống trong nhà TC198-1197 [5] quy định:Y max '' Y '' 0mm / s 2
Kiểm tra gia tốc dao động ở mode 1
Có tần số dao động riêng f1=0.384, = =2 f 2.41(1/ s)
Chuyển vị đỉnh dưới tác dụng của gió động: Amax=0.0103(m).3(mm)
Gia tốc lớn nhất tại đỉnh:Y max '' 3 2.41 2 Y.82(mm / s ) 150(mm/ s ) 2 2
HIỆU ỨNG P −
Hình 4.12- Hiệu ứng P-Delta trong nhà cao tầng
Các cột trong nhà cao tầng chịu đồng thời lực dọc P lớn do tải trọng bên trên truyền xuống, tải trọng ngang V lớn do tải gió, tải động đất làm cột chuyển vị một đoạn là
Lúc này lực P không còn truyền đúng dọc trục của cột mà bị lệch sinh ra moment P
Như vậy cột lúc này có moment tổng bằng moment sơ cấp và moment thứ cấp, từ đó ta co thể đánh giá rằng khi xét hiệu ứng P-Delta thì làm cho nội lực cột tăng lên Khi phân tích nội lực Etabs, ta chọn thêm phân tích P-Delta để có nội lực nguy hiểm để tính toán thiên về an toàn cho công trình
Theo điều 4.4.2 TCVN 9386-2012[4] không cần xét hiệu ứng P− khi thỏa mãn điều kiện sau: tot r tot
hệ số độ nhạy của chuyển vị ngang tương đối giữa các tầng
Ptot là tổng tải trọng tường tại tầng đang xét và các tầng bên trên nó khi thiết kế chịu động đất dr là chuyển vị ngang tương đối giữa các tầng, được xác định như là hiệu của các chuyển vị ngang trung bình ds tại trần và sàn của tầng đang xét được tính theo mục 4.3.4 TCVN 9386-2012[4]
Do đó dr được xác định như sau: rx ry d DriftX q d DriftY q
Drift X, Drift Y là chuyển vị lệch tầng, xuất từ Etabs q là hệ số ứng xử của kết cấu, q=3.9
Vtot là tổng lực cắt do động đất gây ra h là chiều cao tầng
Bảng 4.17-Bảng kết quả kiểm tra hệ số độ nhạy
Tầng h P(kN) Vx(kN) Vy(kN) DriftX DriftY q*DriftX q*DriftY X Y THUONG 3.8 3254.7 162.3 177.15 0.000398 0.000449 0.0016 0.0018 0.008 0.008 TANG 15 3.8 17556.31 575.44 627.98 0.000431 0.00047 0.0017 0.0018 0.013 0.013 TANG 14 3.8 34848.49 1010.94 1097.89 0.000464 0.000496 0.0018 0.0019 0.016 0.016 TANG 13 3.8 52140.68 1310.29 1409.44 0.000502 0.000523 0.0020 0.0020 0.021 0.020 TANG 12 3.8 69432.87 1524.84 1618.34 0.000537 0.000546 0.0021 0.0021 0.025 0.024 TANG 11 3.8 86725.05 1695.27 1772.27 0.000568 0.000566 0.0022 0.0022 0.030 0.028 TANG 10 3.8 104017.2 1837.44 1892.68 0.000593 0.000579 0.0023 0.0023 0.034 0.033 TANG 9 3.8 121309.4 1956.77 1988.18 0.000613 0.000589 0.0024 0.0023 0.039 0.037 TANG 8 3.8 138673.2 2066.2 2076.48 0.000629 0.000595 0.0025 0.0023 0.043 0.041 TANG 7 3.8 156037 2182.31 2181.71 0.00064 0.000597 0.0025 0.0023 0.047 0.044 TANG 6 3.8 173400.7 2311.03 2314.59 0.000643 0.000595 0.0025 0.0023 0.050 0.046 TANG 5 3.8 190764.5 2446.8 2466.95 0.00064 0.000585 0.0025 0.0023 0.051 0.046 TANG 4 3.8 208128.3 2586.7 2629.02 0.000624 0.000564 0.0024 0.0022 0.052 0.046 TANG 3 3.8 225492 2734.35 2800.38 0.000587 0.000528 0.0023 0.0021 0.050 0.044 TANG 2 3.8 242911.3 2883.11 2974.81 0.000528 0.000475 0.0021 0.0019 0.046 0.040 TRET 5 260407.8 3009.02 3128.85 0.000418 0.000384 0.0016 0.0015 0.028 0.025 HAM 1 3 279319.3 3063.29 3205.26 0.000241 0.000236 0.0009 0.0009 0.029 0.027 HAM 2 3 304277.4 3075.77 3232.5 0.000041 0.000047 0.0002 0.0002 0.005 0.006 HAM 3 3 333502.4 3083.14 3250.54 0.000012 0.000023 0.0000 0.0001 0.002 0.003
Kết luận Không cần xét đến hiệu ứng P-
TÍNH THÉP CỘT KHUNG TRỤC VÀ 5
4.8.1 KIỂM TRA LỰC DỌC QUY ĐỔI
Lực dọc thiết kế quy đổi của cột d ed c cd
Ned lực dọc trục thu được từ phép phân tích theo tình huống thiết kế chịu động đất fcd giá trị thiết kế của cường độ chịu nén của bê tông,
Bê tông B30 có cường độ chịu nén trung bình của bê tông 28 ngày fcmF (MPa) fck cường độ đặc trưng của mẫu lăng trụ, fck=fcm-8F-88(MPa) ck cd c f 38 f 31.67(MPa)
Ac diện tích cấu kiện
Theo mục 5.4.3.2 TCVN 9386-2012[4] lực dọc quy đổi không được vượt quá 0.65 Bảng 4.18-Các trường hợp tải tác dụng vào công trình
Tên cột Kích thước Load Ned(kN) Ac(m 2 ) d C7
Kết luận Các cột thỏa hệ số lực dọc quy đổi
Hình 4.13- Sơ đồ cột trên mặt bằng trong Etabs
Hình 4.14- Lực nén các cột ở khung trục 5
Hình 4.15- Lực nén các cột ở khung trục C
Hình 4.16- Biểu đồ moment khung trục 5
Hình 4.17- Biểu đồ moment khung trục C
Nguyên tắc tính thép cột: Tính thép cho tất cả các tơ hợp, sau đó lấy trường hợp có diện tích thép lớn nhất để bố trí thép
Theo TCVN 5574-2012[3] thép cột được tính như cấu kiện chịu nén lệch tâm xiên, cụ thể như sau:
Tiết diện chịu lực nén N, moment uốn Mx,My độ lệch tâm ngẫu nhiên eax,eay Sau đó xét uốn dọc theo hai phương, tính được hệ số x , y Moment đã gia tăng M , M x1 y1 Trong đó: x1 x x y1 y y
M = M ;M = M Độ lệch tâm ngẫu nhiên e ;e ax ay được xác định như sau: x y ax ay
Có thể tính độ mảnh theo hai phương như sau: ox oy x y x y
= Tùy theo mối tương quan giữa Mx1 và My1 với kích thước các cạnh mà đưa về một trong hai mô hình tính toán:
Xác định độ lệch tâm e: o h e e a
Trường hợp 1: Lệch tâm rất bé khi e o h 0.3
= tính toán gần như nén đúng tâm
Hệ số ảnh hưởng độ lệch tâm e e 1
Hệ số uốn dọc khi xét đúng tâm: e (1 )
Diện tích toàn bộ cốt thép b e st sc b
= h tính theo trường hợp lệch tâm bé Xác định chiều cao vùng nén x theo công thức:
Diện tích toàn bộ cốt thép st b o sc o
= h tính toán theo trường hợp lệch tâm lớn
Diện tích toàn bộ cốt thép st 1 o sc o
Tính thép cho cột C7 (400×500)mm tầng 15 có nội lực y x
Chiều cao cột L800(mm), Lo800×0.7&60(mm) Độ mảnh theo hai phương ox x x x oy y y y
= = Độ lệch tâm ngẫu nhiên x ax y ay
Giả thuyết a`(mm), ho@0-6040(mm)
Hệ số chuyển đổi mo:
= = Hệ siêu tĩnh: e o =max(e ;e ) 1 a =max(16.67;802.95)2.95(mm)
Xác định độ lệch tâm e: o h 400 e e a 802.95 60 942.95(mm)
= = Tính thép ứng với trường hợp lệch tâm lớn
= Chọn thộp 14ỉ18 Ast5.62(cm 2 ) Hàm lượng 35.62
Kết quả tính thép cột được trình bày dưới dạng bảng trong phụ lục 3
Cơ sở lý thuyết: Ứng với các cột trong khung trục C và trục 5 ta lọc lấy trường hợp Q max , N tu để tính cốt đai
Khả năng chịu cắt của bê tông: b3 (1+ + f n ) R bh b bt o
So sánh: Q max b3 (1+ + f n ) R bh b bt o →Bố trí cốt đai theo cấu tạo
Q max b3 (1+ + f n ) R bh b bt o →Cần tính toán cốt đai
Chọn đường kính cốt đai
Tính khoảng cách cốt đai tính toán Stt
2 b2 n b bt 0 tt sw sw 2 max
Rsw : cường độ tính toán của cốt thép ngang n số nhánh cốt đai
Asw : Diện tích ngang của cốt đai
b Hệ số làm việc của bê tông
Rbt : Cường độ tính toán chịu kéo của bê tông
Qmax : Lực cắt lớn nhất trong cột Đối với cấu kiện chịu nén : n b bt o
Tính khoảng cách cốt đai lớn nhất Smax
= đối với bê tông nặng
Tính khoảng cách cốt đai cấu tạo : w ,ct min
Chọn cốt đai bố trí: tk tt max ct
S =min(S ,S ,S ) Kiểm tra điều kiện phá hoại dòn: b3 n bt sw
Kiểm tra điều kiện để bê tông không bị phá hoại do ứng suất nén chính: b w1 b b 0
Lấy trường hợp tính toán cốt đai cho cột C7 (400x500mm) có max tu
Khoảng cách giữa các cốt đai theo tính toán:
2 b2 n b bt 0 tt sw sw 2 max
= Khoảng cách lớn nhất giữa các cốt đai:
= = Khoảng cách các đai bố trí theo cấu tạo: w,ct w,ct min
Khoảng cách các cốt đai được chọn
= Kết luận: đảm bảo độ bền nghiêng giữa các vết nứt Để tránh phá hoại dòn do cốt đai đặt quá ít thì: b3 n bt sw
Kết luận thỏa điều kiện tránh phá hoại dòn
Tương tự các trường hợp còn lại, tính toán được tổng hợp ở bảng
Bảng 4.19-Kết quả tính toán cốt đai cột
Tên Kích thước Load Q max
Khoảng cách tính toán S1 (mm)
4.8.5 CẤU TẠO KHÁNG CHẤN CHO CỘT
Theo mục 5.4.3.2 TCVN 9386-2012 [4] yêu cầu cấu tạo kháng chấn cho cột
Chiều dài vùng tới hạn trong cột cr c cl l =max(h ;l / 6; 450)
Trong đó hc là kích thước lớn nhất tiết diện ngang của cột lcl chiều dài thông thủy của cột
Khoảng cách các cốt đai đặt trong vùng tới hạn o bl s=min(b / 2;175;8d )
Trong đó: bo kích thước tối thiểu của lõi bê tông và dbl đường kính tổi thiểu của thanh thép dọc
TÍNH THÉP DẦM CHO TẦNG ĐIỂN HÌNH
Hình 4.18- Sơ đồ dầm trong mặt bằng Etabs
Hình 4.19- Biểu đồ moment dầm trục A
Hình 4.20- Biểu đồ moment dầm trục B
Hình 4.21- Biểu đồ moment dầm trục C
Hình 4.22- Biểu đồ moment dầm trục 1
Hình 4.23- Biểu đồ moment dầm trục 2
Hình 4.24- Biểu đồ moment dầm trục 3
Hình 4.25- Biểu đồ moment dầm trục 4
Từ nội lực moment ở tổ hợp bao,tiến hành tính thép dọc như sau:
Nếu → m R Bài toán thiết kế cốt đơn b b o m s s
Kiểm tra hàm lượng thép max R b b s
= = Nếu → m R Bài toán thiết kế cốt kép
Kiểm tra hàm lượng thép
= = Áp dụng tính toán: Áp lý thuyết tính toán cho dầm B8 có moment gối M - =-36.92(T.m)
Dầm B8 có b00(mm),h`0(mm),giả thuyết a`(mm), h0=h-aT0(mm) m 2 R
Kết quả tính toán các dầm khác được thể hiện trong phụ lục 5
4.9.3 TÍNH CỐT ĐAI CHO DẦM
Khả năng chịu cắt của bê tông: b3 (1+ + f n ) R bh b bt o
So sánh: Q max b3 (1+ + f n ) R bh b bt o →Bố trí cốt đai theo cấu tạo
Q max b3 (1+ + f n ) R bh b bt o →Cần tính toán cốt đai Để thuận tiện cho việc tính toán và thiên về an toàn ta sẽ kiểm tra đối với mỗi loại dầm có trường hợp lực cắt lớn nhất
Chọn cốt đai, số nhánh, khoảng cách bố trí đai s w sw sw q R nA
Tính khả năng chịu cắt của cốt đai và bê tông:
= đối với bê tông nặng
hệ số điều kiện làm việc của bê tông
Rbt: cường độ tính toán chịu kéo của bê tông b,ho: thông số hình học của tiết diện
Rb: cường độ tính toán chịu nén của bê tông
Kiểm tra điều kiện phá hoại dòn: b3 bt sw q R b
Kiểm tra đối với loại dầm kích thước 300x600(mm) có Q max '9.27(kN)
Chọn đai ỉ8, 2 nhỏnh bố trớ khoảng cỏch đai 150mm w sw sw
= = Khả năng chịu cắt của bê tông và cốt đai
= Kiểm tra phá hoại dòn : b3 bt sw
= = Kết luận S0(mm) thỏa các điều kiện
Tương tự tính cốt đai cho các trường hợp còn lại
Bảng 4.20-Bảng tính cốt đai cho dầm
Loại dầm Qmax(kN) Chọn đai Q (kN) wb 0.3 b w1 b R bh b 0 Kiểm tra
4.9.4 TÍNH CỐT TREO CHO DẦM
Cơ sở lý thuyết: Để tránh bê tông bị phá hoại cục bộ tại những vị trí dầm phụ gác lên dầm chính ta tính cốt treo gia cường
Số lượng cốt treo cần thiết: s o sw sw
F là lực tập trung dầm phụ tác dụng lên dầm chính hs là khoảng cách đặt lực tập trung đến trọng tâm cốt thép dọc:h s =h o −h dp h0 chiều cao có ích của tiết diện m tổng số lượng cốt treo dạng đai cần thiết n là số nhánh cốt treo asw diện tích cốt treo
Rsw cường độ tính toán cốt treo Áp dụng tính toán:
Tính toán cho trường hợp B83 (250×300)mm đè lên B87(300×600)mm
Hình 4.26- Lực tập trung dầm phụ đè lên dầm chính
Chọn đai cốt treo ỉ8, 2 nhỏnh cú diện tớch a sw P.3(mm ) 2
Bảng 4.21-Bảng tính cốt treo dầm tầng điển hình
TT Dầm chính Dầm phụ Lực cắt (kN) Cốt treo
4.9.5 CẤU TẠO KHÁNG CHẤN CHO DẦM
Xác định vùng tới hạn trong dầm
Hình 4.27- Sơ đồ xác định vùng tới hạn của dầm
Trong dầm vùng tới hạn được xác định có chiều dài l cr =1.5h d từ mép cột ra hai bên ( trong đó hd chiều cao dầm)
Hình 4.28- Bố trí đai trong dầm chịu động đất
Khoảng cách giữa các vòng cốt đai (mm) không được vượt quá: d bw bL
S=min(h / 4;24d ;175;6d ) Trong đó dbw đường kính thanh cốt đai dbL đường kính thanh cốt dọc nhỏ nhất
Bảng 4.22-Bảng tính vùng tới hạn của dầm
Loại dầm 24d dw (mm) 8d bL (mm) h / 4 d (mm) Chọn S(mm)
4.9.6 XÁC ĐỊNH ĐOẠN NEO VÀ NỐI CỐT THÉP
Neo cốt thép xác định theo mục 8.5 TCVN 5574-2012[3]
+ Trong vùng bê tông chịu kéo: s an an an b an
Chọn chiều dài đoạn neo trong vựng bờ tụng chịu kộo: 35ỉ
+ Trong vùng bê tông chịu nén s an an an b an
Chọn chiểu dài đoạn neo trong vựng bờ tụng chịu nộn:30ỉ
+ Trong vùng bê tông chịu kéo: s an an an b an
Chọn chiều dài đoạn nối trong vựng bờ tụng chịu kộo: 35ỉ
+ Trong vùng bê tông chịu nén s an an an b an
Chọn chiều dài đoạn nối trong vựng bờ tụng chịu nộn: 35ỉ
TÍNH THÉP VÁCH
4.10.1 KIỂM TRA LỰC DỌC QUY ĐỔI
Lực dọc thiết kế quy đổi của cột d ed c cd
Ned lực dọc trục thu được từ phép phân tích theo tình huống thiết kế chịu động đất fcd giá trị thiết kế của cường độ chịu nén của bê tông, đối với bê tông B30 có fcd1.67(MPa)
Ac diện tích cấu kiện
Theo mục 5.4.3.4 TCVN 9386-2012[4] lực dọc quy đổi không được vượt quá 0.4
Bảng 4.23-Kết quả kiểm tra lực dọc tĩnh đổi vách
Tên vách Kích thước Load Ned Ac(m 2 ) d
Kết luận Vách 5A và 5E vượt quá giá trị giới hạn lực dọc quy đổi, do đó trong quá trình tính toán nếu không thỏa phải tăng tiết diện
Phương pháp tính: Vùng biên của vách chịu moment, với phương pháp này cho rằng cốt thép đặt trong vùng biên ở hai đầu vách chịu toàn bộ moment Moment tương đương một cặp ngẫu lực đặt tại hai đầu vùng biên của vách Lực dọc giả thuyết là phân bố đều trên toàn bộ chiều dài mặt cắt ngang của vách
Vật liệu làm việc ở giai đoạn đàn hồi Ứng suất kéo do cốt thép chịu Ứng suất nén do cả bê tông và cốt thép chịu
Hình 4.29- Phân chia vách để tính theo phương pháp vùng biên chịu moment
Bước 1: Giả thuyết vùng biên, chọn B=tw, quy đổi moment tương đương với một cặp ngẫu lực đặt ở hai vùng biên vách
Bước 2: Xác định lực kéo nén trong vùng biên t ,p b t p
A b diện tích mặt cắt ngang vùng biên
A diện tích mặt cắt ngang của vùng biên
Bước 3 Tính diện tích cốt thép chịu kéo, nén đúng tâm
Nếu P0, thì vùng biên chịu kéo,và diện tích cốt thép tính theo công thức: s s
là hệ số uốn dọc phụ thuộc vào
Bước 4: Kiểm tra hàm lượng cốt thép, nếu không thỏa thì tăng kích thước B
Bước 5: Kiểm tra phần tường còn lại ở giữa hai vùng biên như cấu kiện chịu nén đúng tâm Trường hợp bê tông đủ khả năng chịu lực thì bố trí thép theo cấu tạo
Hàm lượng cốt thép vách: = min 0.4% max =3.5%
Tính thép cho các trường hợp , sau đó lấy diện tích thép lớn nhất bố trí cho vách Áp dụng tính toán: Áp dụng lý thuyết tính toán cho vách 1C tầng 15 , có các thông số: tw =0.3(m), L 1.5(m), H= =3.8(m), P= −234.17(kN), Mp3.05(kN.m)
Chọn bề rộng vùng biên B L =B r =0.3(m)
Diện tích cốt thép chịu kéo:
= = − Diện tích cốt thép chịu nén:
Vậy chọn diện tích Fk.7(cm 2 ) bố trí cho hai vùng biên
Chọn 6ỉ18 cú As.26(cm 2 ) Hàm lượng 15.26
Hình 4.30- Phân chia vách lõi thang
Kết quả tính thép theo khung trục được trình bày ở phụ lục 6
Kết quả tính thép vách lõi thang được trình bày ở phụ lục 7
4.10.3 TÍNH CỐT ĐAI CHO VÁCH
Việc tính cốt đai cho vách tương tự tính cốt đai cho dầm
Khả năng chịu cắt của bê tông: b3 (1+ + f n ) R bh b bt o
So sánh: Q max b3 (1+ + f n ) R bh b bt o →Bố trí cốt đai theo cấu tạo
Q max b3 (1+ + f n ) R bh b bt o →Cần tính toán cốt đai
Tính toán cốt đai cho vách 1C có kích thước b×h00×1500 có Qmax35.68(kN) Chọn đai ỉ10, 2 nhỏnh bố trớ khoảng cỏch đai 200mm w sw sw
= = Khả năng chịu cắt của bê tông và cốt đai
= Kiểm tra phá hoại dòn : b3 bt sw
= = Kết luận S 0(mm) thỏa các điều kiện
Tương tự tính cốt đai cho các trường hợp còn lại
Bảng 4.24-Kết quả tính toán cốt đai vách
Qmax (kN) Chọn đai Q (kN) wb 0.3 b w1 b R bh b 0 Kiểm tra 8C 300 1500 335.68 ỉ10a200 1106.42 1814.79 Thỏa 5A 300 1500 268.84 ỉ10a200 1106.42 1814.79 Thỏa 5E 300 1500 268.72 ỉ10a200 1106.42 1814.79 Thỏa
Qmax (kN) Chọn đai Q (kN) wb 0.3 b w1 b R bh b 0 Kiểm tra 5P 300 720 -265.55 ỉ10a200 507.114 831.78 Thỏa 6P 300 1140 74.16 ỉ10a200 829.822 1361.09 Thỏa 7P 300 2400 701.52 ỉ10a200 1797.949 2949.03 Thỏa 8P 300 720 -309.19 ỉ10a200 507.114 831.78 Thỏa 9P 300 2400 748.62 ỉ10a200 1797.949 2949.03 Thỏa 10P 300 4600 2466.81 ỉ10a200 4027.974 5863.81 Thỏa 11P 300 2400 -786.6 ỉ10a200 1797.949 2949.03 Thỏa
4.10.4 XÁC ĐỊNH VÙNG TỚI HẠN CỦA VÁCH
Chiều cao vùng tới hạn có thể được ước tính như sau: cr w w /6 h =max(l ; h ) nhưng hcr không vượt quá 2hs
Trong đó lw chiều dài của tường, hw chiều cao của tường hs chiều cao thông thủy của tầng
Bảng 4.25-Xác định vùng tới hạn của các vách
Tên vách lw(mm) hw(mm) hs(mm) hcr(mm)
Tên vách lw(mm) hw(mm) hs(mm) hcr(mm)
TÍNH DẦM LANH TÔ THANG MÁY
Cơ sở lý thuyết: Để thiết kế dầm lanh tô ta lấy tiêu chuẩn nước ngoài, cụ thể ACI 318-11[8]
Xét tỉ số xem dầm thiết kế có phải là dầm cao (nhịp đơn) khi thỏa điều kiện:L n h 2 Trong đó: L nhịp của dầm từ tim đến tim, h là chiều cao của dầm; Ln là nhịp từ mép gối tựa đến mép gối tựa
= (Theo Sách Reinfoced Concrete deep beams[13])
M, Vlần lượt là moment ,lực cắt sinh ra do ngoại lực tác dụng z cánh tay đòn moment nội lực, đối với dầm nhịp đơn z=0.2L+0.4d
Với L là chiều dài nhịp d chiều cao có ích của dầm, d=h-a f ygiới hạn chảy của thép, đối với AIII, f y =1.1 R s =1.1 365 400(MPa)
Giới hạn diện tích cốt thép
Trong đó: b là bề rộng dầm
' fc là cường độ nén của mẫu trụ bê tông 28 ngày tuổi, đối với B30
= = Hàm lượng cốt thép tối thiểu: min y
= = Điều kiện kiểm tra khả năng chịu lực cắt : Điều kiện kiểm tra : VV n = (V c +V ) s
d Khả năng chịu cắt của bê tông c c c
Khi bê tông đủ chịu lực cắt, cốt đai bố trí theo cấu tạo, ngược lại được kiểm tra như sau :
+ Chọn đường kính đai, khoảng cách bố trí
+ Kiểm tra khả năng chịu cắt của cốt thép : v o h o s y v h
Lo nhịp của dầm từ biên đến biên
Av : diện tích cốt thép theo phương đứng
Ah : diện tích cốt thép theo phương ngang
Sv : khoảng cách cốt thép theo phương đứng, Sv bố trí không quá d/5
Sh : khoảng cách cốt thép theo phương ngang, Sh bố trí không quá d/3
+ Khả năng chịu cắt của cốt thép và bê tông n c s
Tính diện tích cốt thép chéo (Theo 5.5.3.5 TCVN 9386-2012[4] ) si y
Asi tổng diện tích các thanh cốt thép trong từng phương chéo
là góc giữa các thanh đặt chéo và trục dầm Áp dụng tính toán:
Tính toán cho dầm lanh tô tầng trệt
Bảng 4.26-Thông số của dầm b(mm) h(mm) L(mm) Lo(mm) a(mm) d(mm)
Bảng 4.27-Nội lực dầm xuất từ Etabs
(kN) Dầm LT trệt COMB3 498.98 COMB5 -120.48 COMB5 -549.95
Hình 4.31- Moment trong vách tầng trệt
Cốt thép AIII có fy90(Mpa), Bê tông B30 có c ' R b 17 f 22.22(MPa)
= = Thiết kế thép dọc chịu uốn
Bố trí trong khoảng y = min(0.25 h − 0.05L;0.2h) = min(600;560) = 560(mm) từ đáy dầm trở lên
Bố trí trong khoảng từ đỉnh dầm đến 0.2hV0(mm)
Trong đoạn từ 0.2h tớnh từ đỉnh dầm đến 0.6h bố trớ cấu tạo ỉ12a200
Thiết kế cốt đai chịu cắt
+ Khả năng chịu cắt của bê tông c c c
+ Khả năng chịu cắt của cốt đai
+ Khả năng chịu cắt của bê tông và cốt đai n c s
So sánh với giá trị giới hạn :8 f bd c ' = 8 22.22 1000 0.3 2.52 = 901.53(kN) Vậy Vn 1.53(kN)
Nhận xét thép dầm đủ khả năng chịu lực cắt do đó không cần tính cốt chéo
Tương tự thiết kế thép đối với vách lanh tô tầng hầm và tầng điển hình
Bảng 4.28-Kết quả tính thép dầm lanh tô
(cm 2 ) Dầm LT điển hỡnh 300 1600 2300 1010 160 1440 159.29 -148.61 297.79 4.41 4.12 ỉ10a200 -
THIẾT KẾ MÓNG
SỐ LIỆU ĐỊA CHẤT
Kết quả khảo sát địa chất từ mặt đất hiện hữu đến độ sâu 80(m), nền đất được cấu tạo
6 lớp đất theo thứ tự từ trên xuống dưới :
- Lớp 1(OH): Bụi hữu cơ lẫn cát, xám xanh đen, trạng thái dẻo chảy
- Lớp 2 (SC): Cát pha sét, vàng, kết rời rạc
- Lớp 3 (SC-SM): Cát pha sét, bụi, vàng kết cấu chặt vừa
- Lớp 4(CL): Sét gầy có sạn sỏi thạch anh trạng thái dẻo cứng
- Lớp 5(SC-SM): Cát pha sét, bụi, vàng kết cấu chặt vừa
- Lớp 6 (CL):Sét gầy vàng xám trắng, trạng thái cứng
Vị trí mực nước ngầm ở độ sâu -3(m) so với cốt 0.0
Hình 5.1- Mặt cắt địa chất
Bảng 5.1-Bảng tổng hợp chỉ tiêu cơ lí
Lớp đất 1.OH 2.SC 3.SC-SM 4.CL 5.SC-SM 6.CL Độ ẩm W% 67.92 22.97 18.75 22.52 18.76 18.43
Dung trọng tự nhiên (kN/m 3 ) 15.53 19.50 19.88 19.10 19.96 21.10 Dung trọng khô (kN/m 3 ) 9.15 15.90 16.73 15.60 16.80 17.80 Dung trọng đẩy nổi (kN/m 3 ) 5.60 10.00 10.50 9.80 10.52 11.30 Dung trọng bão hòa (kN/m 3 ) 15.64 20 20.43 19.82 20.62 21.31
Hệ số rỗng ban đầu eo 1.87 0.70 0.60 0.72 0.59 0.53 Độ rỗng n (%) 65.17 41.02 37.56 42.00 37.23 34.81 Độ bão hòa Go (%) 95.11 89.01 83.49 83.67 84.64 94.22 Giới hạn chảy WL(%) 71.03 29.08 22.75 29.18 22.27 45.26 Giới hạn dẻo WP(%) 25.13 15.21 16.39 15.80 16.38 21.73 Chỉ số dẻo IP (%) 45.90 13.87 6.36 13.38 5.90 23.53 Độ sệt B 0.93 0.56 0.37 0.50 0.40 -0.14
Modul tổng biến dạng (kPa) 1470 15780 26485 14724 39215 28083
LỰA CHỌN PHƯƠNG ÁN MÓNG
Công trình có tải trọng lớn, lớp đất tốt nằm vị trí -30m so với mặt đất tự nhiên, do đó phương án móng là móng sâu Bên cạnh đó từ mặt đất tự nhiên trở xuống địa chất đa phần là các tầng đất cát, sét gầy có lẫn sạn sỏi nên khi lựa chọn phương án ép, đóng cọc cần được nghiên cứu kỹ xem có thể ép, đóng cọc được hay không
Từ những lí do trên để đảm bảo yếu tố khả thi về thi công ta lựa chọn phương án cọc khoan nhồi.
XÁC ĐỊNH ĐỘ SÂU ĐẶT MŨI CỌC
Chọn sơ bộ chiều cao đài: đài móng dưới lõi thang cao 2m, các đài khác cao 1.5m Lựa chọn chiều dài cọc và chiều sâu đặt mũi cọc:
Bảng 5.2-Bảng thông số thiết kế cọc
Thông số Cọc C1 Cọc C2 Đường kính d(m) 0.8 0.8
Chiều dài đập đầu cọc (m) 0.63 0.63
Vị trí Trong móng lõi thang Trong các móng khác Đáy đài lõi thang nằm ở cao độ -12.00m so với vị trí mặt đất tự nhiên
Các đài khác có đáy nằm ở cao độ -10.8m so với mặt đất tự nhiên
Hình 5.2- Cao độ đặt mũi cọc
SỨC CHỊU TẢI CỦA CỌC THEO CƯỜNG ĐỘ VẬT LIỆU vl 1 2 b b s s
Q =m m R A +R A Trong đó m1 hệ số làm việc, đối với cọc được đổ bê tông dịch chuyển thẳng đứng tremie thì m1=0.85 m2 hệ số điều kiện làm việc kể đến biện pháp thi công, khi thi công có dùng ống vách và đổ bê tông trong dung dịch bentonite thì m2=0.7
Rb cường độ tính toán của bê tông
Ab: Diện tích tiết diện cọc
Rs: cường độ tính toán của thép
As: Diện tích tiết diện cốt thép
Chọn cọc tiết diện đường kính 0.8m, bê tông cấp độ bền B30 tương ứng mác M400, cốt thép sử dụng AIII
Diện tích tiết diện của cọc:
= = Hàm lượng cốt thép dọc yêu cầu lớn hơn 0.4%
Chọn hàm lượng thép trong cọc 0.5% do đó ta tính được diện tích cốt thép cần thiết:
Bố trớ 12ỉ18 As=3.05ì10 -3 (m 2 ) cú hàm lượng =0.61%
TÍNH TOÁN SỨC CHỊU TẢI CỦA CỌC
5.4.1 SỨC CHỊU TẢI THEO CHỈ TIÊU CƠ LÍ ĐẤT NỀN (C1)
Sức chịu tải cực hạn của cọc: R c,u = c ( cq q A b b + u cf i i f l )
chệ số điều kiện làm việc của cọc ( = c 1)
cq hệ số làm việc của đất dưới mũi cọc ( cq =0.9 cho trường hợp đổ bê tông dưới nước) qb là cường độ sức kháng dưới mũi cọc
Ab tiết diện ngang ở mũi cọc ( đối với cọc khoan nhồi không mở rộng mũi thì lấy bằng tiết diện ngang của cọc), Ab=0.503(m 2 ) u là chu vi tiết diện ngang thân cọc, u=2.51(m)
cf hệ số điêu kiện làm việc của đất trên thân cọc, cf =0.8 fi là cường độ sức kháng trung bình của lớp đất thứ i trên thân cọc, lấy theo Bảng 3 TCVN 10304-2014 [6] li là chiều dài đoạn cọc nằm trong lớp thứ i
Xác định cường độ sức kháng mũi qb đối với đất dính tra theo bảng 7 TCVN 10304-
Chiều sâu hạ cọc tính từ mặt đất tự nhiên hX.22m
Mũi cọc đặt tại lớp đất sét có độ sệt B=-0.14, tra được qbE00(kPa)
Bảng 5.3-Bảng tính cường độ sức kháng thân cọc
Chiều dày zđầu ztb cf fi li cf i i l f
Chiều dày zđầu ztb cf fi li cf i i l f
Sức chịu tải theo chỉ tiêu cơ lí của đất nền :
5.4.2 SỨC CHỊU TẢI THEO CHỈ TIÊU CƯỜNG ĐỘ ĐẤT NỀN (C1)
Sức chịu tải cực hạn của cọc :R c,u =q A p p + u f l i i
Trong đó : q bsức kháng của đất dưới mũi cọc
Ap diện tích ngang của mũi cọc Ab=0.503(m 2 ) u chu vi cọc, u=2.51m fi là cường độ sức kháng trung bình của lớp đất thứ i trên thân cọc li là chiều dài đoạn cọc nằm trong lớp thứ i
Cường độ sức kháng mũi cọc của đất dính thuần túy không thoát nước
Nc =6 đối với cọc khoan nhồi đường kính lớn cu là cường độ sức kháng cắt không thoát nước của đất dính
Cường độ sức kháng trung bình thân cọc fi: Đối với đất dính: f i = c u ,i
Trong đó c là lực dính của đất
Cu,i là lực dính không thoát nước của lớp đất thứ i
hệ số không thứ nguyên xác định bằng đồ thị trong bảng G1 phụ lục G TCVN 10304-2014[6] Đối với đất rời: f i = k i v,zi tan( ) i
Trong đó: ki là hệ số áp lực ngang của lớp đất thứ i
v,zilà ứng suất pháp hiệu quả trung bình theo phương đứng của lớp đất thứ i
ilà ma sát giữa cọc và đất thông thường đối với cọc bê tông i lấy bằng góc ma sát trong của đất i Áp lý thuyết để tính toán:
Bảng 5.4-Bảng tính cường độ sức kháng thân cọc đối với đất rời
Tên lớp li ki v,zi tg i fi fili
Bảng 5.5-Bảng tính cường độ sức kháng thân cọc đối với đất dính
Tên lớp li c u,i fi fili
= + + + Sức chịu của cọc theo chỉ tiêu cường độ đất nền:
R 37.5 0.503 2.51 3270.51 8982.34(kN) + 5.4.3 SỨC CHỊU TẢI CỦA CỌC THEO KẾT QUẢ XUYÊN SPT (C1)
Sức chịu tải cực hạn của cọc:R c,u =q A b b + u (f l c,i c,i +f l ) s,i s,i
Trong đó qb là cường độ sức kháng mũi cọc được xác định như sau: Đối với mũi cọc nằm trong đất cát qblu khi sử dụng cọc khoan nhồi
Ap diện tích ngang của mũi cọc, Ap=0.503m 2 u chu vi cọc, u=2.51m fc,i, lc,i lần lượt là sức kháng trung bình của cọc trong lớp đất dính thứ i và chiều dài cọc nằm trong lớp đất dính thứ i, đối với cọc khoan nhồi được xác định như sau : c,i p L u,i f = f c
plà hệ số điều chỉnh cho cọc đóng xác định theo biểu đồ trên Hình G.2a TCVN 10304-2014[6] fL đối với cọc khoan nhồi bằng 1
Cu là cường độ sức kháng cắt không thoát nước của đất dính fs,i, ls,i lần lượt là sức kháng trung bình của cọc trong lớp đất rời thứ i và chiều dài cọc nằm trong lớp đất rời thứ i, đối với cọc khoan nhồi được xác định như sau: s,i s,i f 10N
Ns,i là chỉ số SPT trung bình trong lớp đất rời thứ i Áp dụng lý thuyết để tính toán:
Sức kháng mũi :qb=6×6.25×4137.5(kN)
Bảng 5.6-Bảng tính cường độ sức kháng thân cọc đối với đất rời
Bảng 5.7-Bảng tính cường độ sức kháng thân cọc đối với đất dính
Sức chịu tải cọc theo chỉ số SPT
Rc,u 37.5 0.503 2.51 (293 720 50 5608) 17517.57(kN) + + + + 5.4.4 SỨC CHỊU TẢI THEO CHỈ TIÊU CƠ LÍ ĐẤT NỀN (C2)
Các bước tính toán như đã thực hiện ở cọc C1
Chiều sâu hạ cọc tính từ mặt đất tự nhiên hD.72m
Mũi cọc đặt tại lớp đất sét có độ sệt B=-0.14, tra được qbE00(kPa)
Bảng 5.8-Bảng tính cường độ sức kháng thân cọc
Chiều dày zđầu ztb cf fi li cf i i l f
Sức chịu tải theo chỉ tiêu cơ lí của đất nền :
5.4.5 SỨC CHỊU TẢI THEO CHỈ TIÊU CƯỜNG ĐỘ ĐẤT NỀN (C2)
Sức kháng mũi:qp =6.25Nc,iN ' c =6.25 41 6 1537.5(kN/ m ) = 2
Bảng 5.9-Bảng tính cường độ sức kháng thân cọc đối với đất rời
Tên lớp li ki v,zi tg i fi fili
Lớp 5 (SC-SM) 8 0.5 251.25 0.44 55.28 442.24 Bảng 5.10-Bảng tính cường độ sức kháng thân cọc đối với đất dính
Tên lớp li c u,i fi fili
= + + + Sức chịu của cọc theo chỉ tiêu cường độ đất nền:
5.4.6 SỨC CHỊU TẢI CỦA CỌC THEO KẾT QUẢ XUYÊN SPT (C2)
Sức kháng mũi :qb=6×6.25×4137.5(kN)
Bảng 5.11-Bảng tính cường độ sức kháng thân cọc đối với đất rời
Bảng 5.12-Bảng tính cường độ sức kháng thân cọc đối với đất dính
Sức chịu tải cọc theo chỉ số SPT
Rc,u 37.5 0.503 2.51 (357.31 720 50 3034.76) 11220.16(kN) + + + + 5.4.7 SỨC CHỊU TẢI THIẾT KẾ CỦA CỌC o c,a c,u min n k
o là hệ số điều kiện làm việc, đối với cọc làm việc nhóm chọn lấy bằng 1.15
n là hệ số tầm quan trọng phụ thuộc tầm quan trọng của công trình, đối với công trình cấp 2 lấy bằng 1.15
k là hệ số tin cậy,lấy bằng 1.55 khi trong đài có từ 11 đến 20 cọc, lấy bằng 1.75 khi trong đài có từ 1 đến 5 cọc
Bảng 5.13-Xác định sức chịu tải thế kế
Sức chịu tải Cọc C1 (lõi thang) Cọc C2
Theo cơ lí đất nền (kN) 9500 6865.71
Theo cường độ đất nền (kN) 8982.34 6283.5
Kiểm tra R c,a Q vl Thỏa Thỏa
THIẾT KẾ ĐÀI CỌC CHO MÓNG LÕI THANG (M1)
Xác định số lượng cọc:
Bảng 5.14-Nội lực để xác định số lượng cọc
Nội lực Load Nmax(kN) M2 tư (kN.m) M3 tư (kN.m)
Sơ bộ số lượng cọc : tk n (1 1.4) N
N là tải trọng thẳng đứng truyền xuống móng
Ptk giá trị tính toán sức chịu tải thiết kế của cọc đơn
Hình 5.3- Sơ đồ bố trí cọc trong đài
5.5.1 KIỂM TRA TẢI TRỌNG TÁC DỤNG LÊN ĐẦU CỌC
Kiểm tra phản lực đầu cọc được thực hiện bằng phần mềm Safe bằng cách xuất kết quả phân tích nội lực tầng Base từ phần mềm Etabs
Cọc trong phần mềm Safe được gắn bằng lo xo Định nghĩa độ cứng lò xo cọc: coc N G L 1 k = S Trong đó:
Qtk là sức chịu tải thiết kế của cọc đơn
S là độ lún của cọc đơn Độ lún của cọc đơn được xác định như sau: (Theo 7.4.2 TCVN 10304-2014[6])
G1 là đặc trưng được lấy trung bình trong toàn bộ lớp đất thuộc phạm vị hạ cọc
G2 là đặc trưng được lấy trong phạm vi bằng 0.5L từ độ sâu L đến độ sâu 1.5L kể từ đỉnh cọc với điều kiện đất dưới mũi cọc không phải là than bùn, bùn hay đất ở trạng thái chảy d là đường kính cọc Áp dụng lý thuyết :
Hình 5.4- Định nghĩ độ cứng lò xo trong Safe
Hình 5.5- Mô hình lo xò trong đài
Hình 5.6- Lực lớn nhất tác dụng lên đầu cọc
Hình 5.7- Lực nhỏ nhất tác dụng lên đầu cọc
Công thức hệ số nhóm :
= n1 là số hàng cọc trong nhóm n2 là số cọc trong một hàng d là đường kính cọc s khoảng cách hai tim cọc
= − Trọng lượng đài và đất ở độ sâu chôn móng: d d d f bt
Kiểm tra điều kiện max c,a min tt d c,a
Pmax là lực lớn nhất tác dụng lên đầu cọc
Pmin là lực bé nhất tác dụng lên đầu cọc
N tt là tải trọng tính toán thẳng đứng truyền xuống móng
Wd trọng lượng của đài n là số lượng cọc trong đài
Rc,a sức chịu tải cho phép của cọc
Bảng 5.15-Kiểm tra phản lực đầu cọc
STT Load Pmax (kN) Pmin (kN)
Kết luận cọc thỏa điều kiện tải trọng tác dụng
5.5.2 KIỂM TRA KHẢ NĂNG CHỊU TẢI CỦA ĐẤT NỀN
Kích thước khối móng quy ước : tb m d c tb m d c
Ld,Bd lần lượt là chiều dài và bề rộng móng
tb là góc ma sát trung bình
Lc chiều dài làm việc của cọc, LcF.22m tb
Diện tích khối móng quy ước : A qu 39 17.39 02.42(m ) 2
Trọng lượng đài : W d =B d L d D f = bt 11 11 (2 25 1 18)+ 28(kN) Trọng lượng cọc :
= Trọng lượng các lớp đất dưới đáy đài : d3 qu c
W =(A −A ) 31.72 11.3 105510.7(kN) Trọng lượng của khối móng quy ước :
Wqu 28 9299.5 16999.53 2884.77 24773.68 105510.7 167696.1(kN)+ + + + + Sức chịu tải của đất nền theo TTGH2 theo TCVN 9362-2012[4]
II II II II o tc
1 2 m , m lần lượt là hệ số điều kiện làm việc của đất nền và hệ số điều kiện làm việc của công trình tác dụng qua lại với đất nền, tra bảng lấy m1=1.2,m2=1 ktc =1 khi các đặc trưng tính toán lấy trực tiếp từ thí nghiệm, ktc =1.1 khi lấy từ bảng thống kê
A,B, D là các hệ số không thứ nguyên lấy theo bảng 14 TCVN 9362-2012[4] b là bề rộng đáy móng
dung trọng trung bình của các lớp đất nằm dưới và trên đáy móng (khối móng quy ước) c II giá trị lực dính của đất nằm dưới đáy móng h là chiều sâu đặt móng,hF.22 h0=0 khi công trình có tầng hầm bề rộng lớn hơn 20m
Dung trọng của đất dưới đáy khối móng quy ước:
Dung trọng trung bình của các lớp đất từ đáy khối móng quy ước trở lên
= Tra bảng các hệ số ứng với = 16 08' → A = 0.36, B = 2.43, D = 5
= + + Lấy tất cả tổ hợp để kiểm tra khả năng chịu tải của nền Điều kiện kiểm tra tc max tc tb min
Trong đó tc qu x y max min m m m m
tc tc y x x tc y tc qu qu
= + + tc tc tc x xcc ycc d tc tc tc y ycc xcc d
Bảng 5.16-Nội lực kiểm tra sức chịu tải đất nền
(kN.m) COMB12 -48847.6 -2.004 48.861 2.11 0.14 -1.724 53.081 COMB13 -41184.2 -1.749 18052.46 -76.61 0.14 -1.469 17899.24 COMB14 -41182.4 12350.6 45.672 1.37 -404.2 11542.2 48.412 COMB15 -41179.7 -1.775 -17961 79.35 0.14 -1.495 -17802.3 COMB16 -41181.5 -12354.1 45.819 1.37 404.48 -11545.2 48.559 COMB17 -47959.8 -1.963 16254.31 -68.15 0.13 -1.703 16118.01 COMB18 -48081.4 11115.14 48.483 2.03 -363.76 10387.62 52.543 COMB19 -48079 -1.992 -16157.5 72.21 0.14 -1.712 -16013.1 COMB20 -47957.4 -11119.1 48.335 2.03 364.04 -10391 52.395
Bảng 5.17-Kết quả kiểm tra khả năng chịu tải của đất nền
Load ex(m) ey(m) Pmax(kN/m 2 ) Pmin(kN/m 2 ) Ptb(kN) Kết luận COMB12 0.000245 0.000011 716.12 392.97 716.06 Thỏa COMB13 0.085691 0.000010 711.14 405.97 690.71 Thỏa COMB14 0.000232 0.062998 705.78 409.22 690.71 Thỏa COMB15 0.086749 0.000010 711.37 405.83 690.70 Thỏa
Load ex(m) ey(m) Pmax(kN/m 2 ) Pmin(kN/m 2 ) Ptb(kN) Kết luận COMB16 0.000232 0.063018 705.78 409.22 690.71 Thỏa COMB17 0.074739 0.000010 731.51 385.73 713.12 Thỏa COMB18 0.000244 0.054884 727.09 388.01 713.52 Thỏa COMB19 0.075551 0.000011 732.12 385.23 713.51 Thỏa COMB20 0.000243 0.054936 726.69 388.41 713.11 Thỏa
Vậy đất nền dưới đáy khối móng quy ước vẫn làm việc đàn hồi
5.5.3 KIỂM TRA ĐIỀU KIỆN LÚN
Công thức tính độ lún: gl i zi i
Vị trí dừng tính lún có bt 5 gl khiE5MPa, bt 10 gl khi E5MPa Ứng suất bản thân tại đáy khối móng quy ước
= + + + Ứng suất gây lún tại đáy khối móng quy ước tc 2 gl tb bt 716.06 541.64 174.42(kN/ m )
= − = − Bảng 5.18-Kết quả tính lún khối móng quy ước
Phân tố Điểm z B(m) z/B ko σgl(kN/m 2 ) σbt(kN/m 2 ) Eoi(kPa) S(m)
Tại phân tố 9: ta có 5 = gl 591.6(kN / m ) 2 643.34(kN / m ) 2 do đó dừng tính lún Tổng độ lún 4.3(cm)