Thiết kế chung cư đại phú

THÀNH PHỐ HỒ CHÍ MINHBỘ GIÁO DỤC VÀ ĐÀO TẠO TRƯỜNG ĐẠI HỌC SƯ PHẠM KỸ THUẬT ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP NGÀNH CNKT CÔNG TRÌNH XÂY DỰNG GVHD: SVTH: ĐỀ TÀI: THIẾT KẾ CHUNG CƯ ĐẠI PHÚ TS... TRƯỜNG

TỔNG QUAN VỀ KIẾN TRÚC CÔNG TRÌNH

GIỚI THIỆU VỀ CÔNG TRÌNH

1.1.1 Mục đích xây dựng công trình:

Để một đất nước phát triển mạnh mẽ trong tất cả các lĩnh vực kinh tế – xã hội, việc xây dựng và duy trì một hệ thống hạ tầng vững chắc là nền tảng then chốt, tạo điều kiện thuận lợi nhất cho cuộc sống và công việc của người dân Trong quá trình phát triển của đất nước, việc nâng cao tiêu chuẩn an sinh xã hội và cải thiện điều kiện làm việc là yếu tố quan trọng để khẳng định vị thế cả trong khu vực và quốc tế Trong đó, nhu cầu về nhà ở đóng vai trò quan trọng hàng đầu, vì đây là nhu cầu thiết yếu và cấp thiết của mỗi người dân giúp đảm bảo một cuộc sống ổn định, bền vững.

Với dân số phát triển nhanh, nhu cầu mua đất xây dựng nhà ở ngày càng tăng, trong khi quỹ đất của thành phố có hạn khiến giá đất ngày càng leo thang Điều này làm giảm khả năng tiếp cận đất đai của người dân để xây nhà Giải pháp hiệu quả để đối phó với vấn đề này là xây dựng các chung cư cao tầng và đẩy mạnh phát triển quy hoạch khu dân cư tại các quận, khu vực ngoại ô trung tâm thành phố nhằm mở rộng quỹ đất và giảm áp lực lên đất đai nội thành.

Trong ngành xây dựng, sự xuất hiện của các nhà cao tầng đóng vai trò quan trọng trong việc thúc đẩy phát triển ngành nhờ việc ứng dụng các kỹ thuật hiện đại và công nghệ tiên tiến trong công trình, tính toán và thi công Các phương pháp thi công hiện đại của nước ngoài đã được tích hợp để nâng cao hiệu quả và chất lượng xây dựng, góp phần thúc đẩy sự phát triển bền vững của ngành xây dựng.

Khu Đô Thị ĐẠI PHÚ được thiết kế và xây dựng nhằm đáp ứng các mục tiêu về không gian sống chất lượng cao Đây là một khu nhà cao tầng hiện đại, tiện nghi đầy đủ, với cảnh quan đẹp mắt, phù hợp cho sinh hoạt, giải trí và làm việc Dự án chung cư cao tầng này được thi công bằng tiêu chuẩn cao, đảm bảo mang đến môi trường sống tốt nhất cho cư dân.

1.1.2 Vị trí và đặc điểm công trình:

Vị trí công trình: Địa chỉ: Đường ngôi sao, Ấp Tân Hòa, Phường Đông Hoà, Dĩ An, Bình Dương

Khu đô thị Đại Phú nằm tại vị trí trung tâm của tam giác miền Đông gồm Sài Gòn, Bình Dương và Biên Hòa, giúp kết nối giao thông thuận tiện với các khu vực lân cận Vị trí tiếp giáp quận 9, Thủ Đức, Đồng Nai cùng với vành đai Đại học Quốc Gia TP.Hồ Chí Minh mang lại tiện lợi tối đa cho việc di chuyển và phát triển bất động sản.

Hình 1.1 Vị trí chung cư Đại Phú Đặc điểm công trình:

Khu đô thị Đại Phú là dự án lớn gồm 10 tòa nhà cao từ 18 đến 25 tầng, tạo nên một môi trường sống hiện đại và tiện nghi Dự án còn có khu phức hợp thể thao đa dạng giúp cư dân duy trì lối sống năng động và khỏe mạnh Ngoài ra, khu mua sắm cao cấp mang lại trải nghiệm mua sắm tiện lợi ngay trong khu đô thị Hầm đậu xe rộng rãi đảm bảo nhu cầu lưu trữ phương tiện của cư dân và khách đến thăm, góp phần nâng cao chất lượng cuộc sống tại Đại Phú.

 Hạ tầng và tiện ích:

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

Khu đất xây dựng công trình có mặt bằng bằng phẳng, hiện trạng không có công trình cũ cũng như công trình ngầm dưới đất, tạo điều kiện thuận lợi cho quá trình thi công và bố trí tổng thể mặt bằng.

Chủ đầu tư: công ty TNHH Đại Phúc Đơn vị tư vấn: Công ty Interluck Canada Đơn vị thi công: Công ty TNHH xây dựng Đại Phúc

Công trình dân dụng cấp II (9 ≤ số tầng ≤ 19) – [Phụ lục G – TCXD 375:2006]

Hình 1.2 Toàn cảnh công trình

Công trình có 1 tầng hầm, 1 tầng trệt, 16 tầng lầu, 1 tầng thượng và 1 mái:

Hình 1.3 Mặt bằng tầng hầm

Hình 1.4 Mặt bằng tầng trệt

Hình 1.5 Mặt bằng tầng điển hình

P KỸ THUẬT NƯỚC RÁC KHÔ

Công trình có chiều cao 65.350m (tính từ code ±0.000m chưa kể tầng hầm)

Diện tích mặt bằng công trình: 30x41 = 1230m 2

Tầng hầm: bố trí nhà xe

Tầng trệt: trung tâm thương mại và văn phòng

Tầng 3  tầng sân thượng: căn hộ

GIẢI PHÁP KIẾN TRÚC CÔNG TRÌNH

Mặt bằng có dạng hình chữ nhật với diện tích khu đất như ở trên (1230m 2 )

Tầng hầm của công trình nằm ở mã code – 2.000m, phục vụ cho chức năng kết hợp giữa trung tâm thương mại và căn hộ cao cấp Với lưu lượng xe cộ ra vào hầm khá lớn, việc bố trí ram dốc hợp lý là yếu tố quan trọng để đảm bảo lối đi thông thoáng và thuận tiện Thiết kế ram dốc hợp lý giúp giải quyết nhu cầu về giao thông dễ dàng, đồng thời hỗ trợ công tác quản lý dự án hiệu quả hơn.

Hệ thống thang máy và thang bộ thoát hiểm được bố trí tại khu vực giữa tầng hầm, vừa đảm bảo kết cấu vững chắc, vừa dễ dàng nhận diện khi đi vào tầng hầm Hệ thống phòng cháy chữa cháy được kết hợp trong khu vực thang bộ, giúp tiếp cận nhanh chóng và hiệu quả trong mọi tình huống khẩn cấp, tăng cường an toàn cho cư dân và người sử dụng tòa nhà.

Tầng điển hình từ tầng 3 đến sân thượng được dùng làm căn hộ dành cho cư dân, gồm 7 căn trên mỗi tầng với diện tích từ 45.13 m² đến 92.6 m² Mặt bằng tầng điển hình được thiết kế có giếng trời giúp tăng cường thông thoáng và lấy sáng cho công trình, trong khi hành lang đảm bảo tiêu chuẩn rộng tối thiểu 2.2m Ngoài ra, sân thượng được tận dụng làm khu vực tập thể dục và hóng mát, với hệ tường xây quanh chu vi để đảm bảo an toàn Hệ thống thoát nước tại sân thượng cũng được bố trí một cách hợp lý nhằm đảm bảo hiệu quả thoát nước và duy trì an toàn cho công trình.

Giải pháp mặt bằng trên công trình đã đáp ứng tốt yêu cầu về công năng sử dụng, đồng thời đảm bảo việc bố trí kết cấu hợp lý, tối ưu hóa công trình.

1.2.2 Giải pháp mặt cắt và cấu tạo:

Chiều cao tầng điển hình là 3.5m, tầng trệt và tầng 2 cao 4m

Chiều cao thông thủy tầng điển hình ≥ 2.7m

Cấu tạo chung của các lớp sàn

Hình 1.6 Các lớp cấu tạo sàn

1.2.3 Giải pháp mặt đứng & hình khối:

Công trình kiến trúc hiện đại mang phong cách chung cư cao cấp kết hợp trung tâm thương mại, nổi bật với những đường nét ngang và thẳng đứng tạo nên vẻ bề thế vững chắc Việc sử dụng vật liệu mới như đá Granite và các tấm kính màu xanh dày không những tăng tính thẩm mỹ mà còn mang lại vẻ sang trọng cho công trình Thiết kế hình khối đơn giản nhưng hiện đại phù hợp với tính chất đa chức năng của dự án, góp phần tạo điểm nhấn cho không gian đô thị.

LỚP BÊ TÔNG CỐT THÉPLỚP VỮA TRÁT TRẦNLỚP VỮA LÓT

Dự án xây dựng có dạng khối hình hộp chữ nhật, phù hợp với diện tích khu đất có 3 mặt tiếp giáp với các công trình hiện hữu và 1 mặt tiền chính Thiết kế kiến trúc của công trình kết hợp phong cách cổ điển và hiện đại, thể hiện sự sáng tạo, tự do và phóng khoáng trong hình thái kiến trúc Sự hài hòa giữa các yếu tố truyền thống và đương đại giúp tạo nên điểm nhấn nổi bật và phù hợp với mục đích sử dụng của công trình.

Giải pháp giao thông công trình:

Giao thông theo phương ngang thông giữa các phòng là hàng lang giữa

Hệ thống giao thông theo phương đứng giữa các tầng bao gồm cầu thang bộ và thang máy, giúp đảm bảo sự di chuyển thuận tiện và an toàn cho cư dân Hàng lang ở các tầng kết nối với cầu thang tạo nên các nút giao thông hợp lý, thông thoáng và dễ tiếp cận Điều này không chỉ nâng cao trải nghiệm người dùng mà còn đảm bảo khả năng thoát hiểm nhanh chóng trong các tình huống khẩn cấp như cháy nổ, góp phần tăng cường an toàn cho toàn bộ tòa nhà.

GIẢI PHÁP KẾT CẤU CỦA KIẾN TRÚC

Hệ kết cấu của công trình là hệ kết cấu khung lõi BTCT

Hệ chịu lực phương ngang dùng sàn dầm, lõi thang máy

Hệ chịu lực theo phương đứng là hệ khung gồm cột và sàn dầm

Mái phẳng bằng bê tông cốt thép và được chống thấm

Cầu thang bằng bê tông cốt thép toàn khối

Bể chứa nước bằng bê tông cốt thép đặt trên sân thượng là giải pháp tối ưu để tích trữ nước sạch phục vụ sinh hoạt chung của toàn bộ các tầng nhà Hệ thống này đảm bảo cung cấp đủ nguồn nước để sử dụng hàng ngày, đồng thời hỗ trợ công tác chữa cháy hiệu quả trong trường hợp khẩn cấp Việc sử dụng bê tông cốt thép giúp tăng tính bền chắc, đảm bảo an toàn cho hệ thống lưu trữ nước lâu dài Đây là giải pháp hữu hiệu giúp đảm bảo nguồn nước ổn định, nâng cao khả năng phòng chống cháy nổ cho toàn bộ các tầng của công trình.

Tường bao che dày 200mm, tường ngăn dày 100mm

Phương án móng dùng phương án móng cọc

GIẢI PHÁP KỸ THUẬT KHÁC

Hệ thống điện của công trình được cấp từ mạng điện sinh hoạt của thành phố, sử dụng điện áp 3 pha xoay chiều 380V/220V với tần số 50Hz, đảm bảo nguồn điện ổn định cho toàn bộ dự án Thiết kế hệ thống điện tuân thủ đầy đủ các tiêu chuẩn Việt Nam cho công trình dân dụng, giúp dễ dàng bảo trì, sửa chữa, khai thác và sử dụng một cách an toàn, tiết kiệm năng lượng.

Dung tích bể chứa được thiết kế dựa trên số lượng người sử dụng và lượng nước dự trữ cần thiết trong trường hợp mất điện hoặc xảy ra sự cố chữa cháy Nước từ bể chứa sinh hoạt được phân phối xuống các khu vệ sinh và các khu vực sinh hoạt mỗi tầng thông qua hệ thống ống thép tráng kẽm được lắp đặt trong các hộp kỹ thuật, đảm bảo cung cấp nước liên tục và an toàn cho sinh hoạt hàng ngày.

Hệ thống thoát nước mưa hiệu quả bắt đầu từ việc dẫn nước mưa từ mái nhà xuống bằng các ống nhựa được đặt ở những vị trí thu nước mái nhiều nhất Nước mưa sau đó chảy qua các ống dẫn này vào rãnh thu nước quanh nhà, giúp ngăn ngừa tình trạng ngập úng và rêu mốc Cuối cùng, hệ thống thoát nước mưa liên kết đến hệ thống thoát nước chung của thành phố, đảm bảo thoát nước nhanh chóng và an toàn cho khu vực nhà bạn.

Nước thải sinh hoạt từ khu vệ sinh được dẫn về bể tự hoại để xử lý sơ bộ, giúp loại bỏ các chất rắn và vi khuẩn có hại Sau quá trình làm sạch tự nhiên tại bể tự hoại, nước thải đã qua xử lý sẽ được dẫn vào hệ thống thoát nước chung của thành phố Quá trình này giúp đảm bảo vệ sinh môi trường và duy trì hệ thống thoát nước hiệu quả, đáp ứng các tiêu chuẩn về bảo vệ môi trường đô thị.

Trong quy hoạch, công trình nằm trên đường một chiều với lưu lượng xe qua lại ít, tạo điều kiện thuận lợi cho giao thông Xung quanh công trình được trồng hệ thống cây xanh nhằm dẫn gió, che nắng, chắn bụi, đồng thời hỗ trợ điều hòa không khí Những biện pháp này góp phần tạo ra môi trường trong lành, thoáng mát, nâng cao chất lượng cuộc sống của cư dân.

Các phòng trong công trình được thiết kế hệ thống cửa sổ, cửa đi và ô thoáng nhằm thúc đẩy việc lưu thông không khí trong nhà và ngoài trời, đảm bảo môi trường không khí luôn thoáng đãng, trong sạch và mang lại cảm giác thoải mái cho người sử dụng.

Kết hợp ánh sáng tự nhiên và chiếu sáng nhân tạo

Các phòng đều được thiết kế với hệ thống cửa đón sáng tự nhiên từ bên ngoài, kết hợp cùng ánh sáng nhân tạo để đảm bảo không gian luôn sáng rõ và thoải mái Việc sử dụng ánh sáng tự nhiên giúp tiết kiệm điện năng và tạo không gian sống gần gũi với thiên nhiên Hệ thống cửa đón sáng linh hoạt, kết hợp hiệu quả với ánh sáng nhân tạo, giúp duy trì đủ ánh sáng trong mọi thời điểm trong ngày.

Chiếu sáng nhân tạo: Được tạo ra từ hệ thống điện chiếu sáng theo tiêu chuẩn Việt Nam về thiết kết điện chiếu sáng trong công trình dân dụng

Hệ thống phòng cháy chữa cháy:

Hệ thống hộp họng cứu hoả được lắp đặt tại mỗi tầng, nút giao thông giữa hành lang và cầu thang, cũng như trong từng căn hộ, đảm bảo an toàn cháy nổ Mỗi hệ thống này được kết nối trực tiếp với nguồn nước chữa cháy để phát hiện và dập tắt đám cháy kịp thời Ngoài ra, từng tầng đều có biển chỉ dẫn rõ ràng về phòng và chữa cháy nhằm hướng dẫn cư dân sử dụng đúng cách khi có sự cố Mỗi tầng bố trí 4 bình cứu hoả CO2 MFZ4 (4kg), chia đều thành 2 hộp đặt hai bên khu vực phòng ở, tăng khả năng phòng chống cháy nổ hiệu quả.

Hệ thống chống sét: Được trang bị hệ thống chống sét theo đúng các yêu cầu và tiêu chuẩn về chống sét nhà cao tầng (Thiết kế theo TCVN 46 – 84)

Rác thải được tập trung tại các tầng nhờ vào kho thoát rác được bố trí strategically ở mỗi tầng, giúp dễ dàng thu gom và xử lý Gian chứa rác nằm tại tầng hầm, tạo sự thuận tiện trong việc quản lý và giảm thiểu ô nhiễm Hệ thống còn có bộ phận chuyên dụng để đưa rác thải ra ngoài hàng ngày, đảm bảo vệ sinh và an toàn cho toàn bộ khu vực.

VẬT LIỆU SỬ DỤNG

Bê tông sử dụng trong thiết kế sàn và cầu thang được thực hiện với cấp độ bền B20, đảm bảo khả năng chịu lực và độ bền cao phù hợp với yêu cầu kỹ thuật Đối với thiết kế khung và móng, loại bê tông đạt cấp độ bền B30 nhằm tăng cường độ cứng và khả năng chịu tải trọng lớn hơn Các thông số tính toán phù hợp với tiêu chuẩn kỹ thuật giúp đảm bảo an toàn, bền vững cho toàn bộ công trình xây dựng.

Cường độ tính toán chịu nén: Rb = 17 MPa

Cường độ tính toán chịu kéo: Rbt = 1.2 MPa

Mô đun đàn hồi: Eb = 32500 MPa

Cường độ tính toán chịu nén: Rb = 11.5 MPa

Cường độ tính toán chịu kéo: Rbt = 0.9 MPa

Mô đun đàn hồi: Eb = 27000 MPa

Cốt thộp loại AI (đối với cốt thộp cú ỉ ≤ 10)

Cường độ tính toán chịu nén: Rsc = 225 MPa

Cường độ tính toán chịu kéo: Rs = 225 MPa

Cường độ tính toán cốt ngang: Rsw = 175 MPa

Mô đun đàn hồi: Es = 210000 MPa

Cốt thộp loại AII (đối với cốt thộp cú ỉ > 10)

Cường độ tính toán chịu kéo: Rs = 280 Mpa

Mô đun đàn hồi: Es = 210000 Mpa

Cốt thộp loại AIII (đối với cốt thộp cú ỉ > 10)

Cường độ tính toán chịu kéo: Rs = 365 Mpa

Mô đun đàn hồi: Es = 200000 Mpa

PHẦN MỀM DÙNG THIẾT KẾ TÍNH TOÁN

Mô hình toàn công trình: phần mềm ETABS

Thiết kế sàn tầng điển hình: phần mềm SAFE

Thiết kế cầu thang: phần mềm SAP2000

Sử dụng phầm mềm EXCEL kết hợp lập trình VBA để thiết kế tính toán.

TIÊU CHUẨN THIẾT KẾ

 Tải trọng và tác động:

TCVN 2737-1995 tải trọng và tác động

TCXD 229-1999 Tính toán thành phần gió động của tải gió

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

 Kết cấu công trình bê tông cốt thép:

TCVN 5574-2012 kết cấu bê tông cốt thép

TCXD 198-1997 nhà cao tầng bê tông cốt thép toàn khối

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

TCVN 10304-2014 thiết kế móng cọc

THIẾT KẾ SÀN TẦNG ĐIỂN HÌNH

THÔNG SỐ THIẾT KẾ

Hình 2.1: Mô hình mặt bằng dầm sàn tầng điển hình

2.6 Sơ bộ kích thước sàn:

Chiều dày sàn phụ thuộc vào chiều dài nhịp và tải trọng tác dụng, có thể chọn sơ bộ kích thước sàn theo công thức sau:

D  Phụ thuộc vào tải trọng m = 40 – 45 đối với bản kê 4 cạnh và l = l1 : chiều dài cạnh ngắn m = 30 – 35 đối với bản dầm và l là nhịp của bản hmin = 6cm (mục 8.2.2 TCVN 5574 -2012)

Vì các ô sàn có chiều dày sàn bằng nhau nên chọn ô sàn có kích thước lớn nhất (7x 7.5) để chọn sơ bộ tiết diện:

2.1.1.2 Sơ bộ kích thước dầm:

Bảng 2.1: công thức sơ bộ tiết diện dầm

Chọn kích thước dầm chính: bxh = 200x500mm

 Dầm phụ: min( ) b h DL h cm

Chọn dầm phụ có kích thước: bxh = 200x400mm

2.1.1.3 Sơ bộ kích thước cột:

Sơ bộ kích thước cột theo công thức gần đúng:

Bảng 2.2: sơ bộ tiết diện cột Độ cứng chênh lệch độ cứng dài rộng DT(m2) Cx(cm) Cy(cm) bh3/12 trên 70% hầm>2 3.75 3 11.25 19 12 2565 1.45 2299.7 48 70 50 3500 729166.67

C2( cột giữa) lực P (kN) Rb(kN/cm2) DT cột tính dc (cm2) căn bậc 2 chọn tên cột tầng diện tích truyền tải số tầng tải trọng kN/m2

2.1.1.4 Sơ bộ tiết diện vách:

Chiều dày vách, lõi được sơ bộ dựa vào chiều cao tòa nhà, số tầng…đồng thời phải đảm bảo điều 3.4.1 TCVN 198:1997:

Xác định chiều dày vách phải thỏa t

Trong đó: t: chiều dày vách ht: chiều cao tầng

 : tổng diện tích vách chịu lực trên một sàn

 : tổng diện tích một sàn

Do đó chọn chiều dày vách t = 300 mm.

TÍNH TOÁN VÀ BỐ TRÍ THÉP

 Tĩnh tải do trọng lượng bản thân sàn:

Với 0.85 là hệ số ảnh hưởng của cửa

 Tường dày 100mm: g tt 1.98 3.1 0.85  5.2 kN/m 2

 Tường dày 200mm: g tt 3.63 3.1 0.85  9.6kN m/ 2

2.2.1.2 Hoạt tải: stt Các lớp cấu tạo chiều dày(mm) trọng lượng riêng(kn/m3) TT TC(kN/m2) Hệ số vượt tải n TT tính toán(kN/m2)

STT Công dụng nvt Hoạt tảitiêu chuẩn

Hoạt tải tính toán (daN/m 2 )

2.2.2 Xác định nội lực và tính thép bằng phần mềm safe:

Chia sàn thành nhiều dãy trip theo phương x và phương y để phân tích lấy nội lực::

Hình 2.2: Nội lực dải trip theo phương x

Hình 2.3: Nội lực dải theo phương y

Bạn có thể sử dụng kết quả phân tích lực từ phần mềm Safe để đảm bảo độ chính xác và độ tin cậy trong tính toán kết cấu Kết hợp với việc sử dụng bảng tính Excel tự lập và lập trình VBA, bạn dễ dàng tự thiết kế các công thức tính toán phù hợp với dự án của mình Phương pháp này giúp tối ưu hóa quá trình phân tích lực và nâng cao hiệu quả công việc, đảm bảo các kết quả chính xác và tuân thủ tiêu chuẩn kỹ thuật.

Kiểm tra hàm lượng cốt thép: min max

 Chọn hàm lượng thép lớn nhất của dãy trip để bố trí cho nhịp tương ứng:

Bảng 2.5 Kết quả tính thép sàn

As(mm 2 ) As/m(mm 2 ) (%) Chọn thép As(mm 2 ) chọn

Tính độ võng sàn: phiên bản SAFE V12

Kết cấu bê tông cốt thép làm việc trong thời gian dài cần xem xét các yếu tố biến dạng, co ngót cũng như tác dụng của các tải trọng lâu dài Theo tiêu chuẩn TCXDVN 356-2005, độ võng toàn phần của kết cấu được xác định bằng công thức f = f1 - f2 + f3, phản ánh tác động của các yếu tố này đến hiệu suất chịu lực của kết cấu trong môi trường dài hạn.

 f1: độ võng do tác dụng ngắn hạn của toàn bộ tải trọng

 f2: độ võng do tác dụng ngắn hạn của tải trọng dài hạn

 f3: độ võng do tác dụng dài hạn của tải trọng dài hạn

 Mô hình sử dụng cùng các đặc trưng hình học, vật liệu và tải trọng

 Kể đến tác dụng của vết nứt: Cracking Analysis Options: Quick Tension Rebar Specification f16a300 2 phương Phương pháp tính độ cứng sau khi nứt Modulus of Rupture: Program Default

 Kể đến tác dụng dài hạn: dùng hai đặc trưng là Creep Coefficient (CR) cho từ biến và Shrinkage Strain (SH) cho co ngót

Trong bài viết này, chúng tôi giới thiệu phương pháp tính toán dựa trên nhiều tiêu chuẩn khác nhau, với ví dụ cụ thể áp dụng theo Eurocode 2, phù hợp với điều kiện khí hậu Việt Nam về thời gian dài hạn, nhiệt độ và độ ẩm môi trường Kết quả tính toán cho thấy hệ số CR bằng 1.7 và hệ số SH là 0.0003, giúp đánh giá chính xác khả năng chịu lực và độ bền của kết cấu trong điều kiện khí hậu Việt Nam.

 Các tổ hợp Load Cases như dưới đây với Sh cho ngắn hạn và Lt cho dài hạn:

 Sh1: 1*DEAD - Nonlinear (Crac ked) - Zero Initial Condition

 Sh2: 1*SDEAD - Nonlinear (Crac ked) - Continue from State at End of Nonlinear Case Sh1

 Sh3-1: 1*LIVE - Nonlinear (Crac ked) - Continue from State at End of Nonlinear Case Sh2

 Sh3-2: 0.3*LIVE - Nonlinear (Crac ked) - Continue from State at End of Nonlinear Case Sh2

 Lt1: 1*DEAD - Nonlinear (Longterm Crac ked) - Zero Initial Condition

 Lt2: 1*SDEAD - Nonlinear (Longterm Crac ked) - Continue from State at End of Nonlinear Case Lt1

 Lt3: 0.3*LIVE - Nonlinear (Longterm Crac ked) - Continue from State at End of Nonlinear Case Lt2

 Như vậy, các tổ hợp theo TCXDVN sẽ là: f1 = Sh3-1, f2 = Sh3-2, f3 = Lt3

Hình 2.4: Độ võng của sàn

Chuyển vị max: fmax = 3.35cm < [f] = 700

THIẾT KẾ CẦU THANG

CẤU TẠO CẦU THANG

Hình 3.2: Các lớp cấu tạo cầu thang 3.2.1 Sơ bộ chọn độ dốc và kích thước bậc thang:

Bảng 3.1: Tổng kết kích thước bậc thang và độ dốc:

Phạm vi cho phép Thường dùng Thích hợp

 Chọn chiều cao bậc thang: hb = 160mm

 Chọn chiều rộng bậc thang: lb = 280mm

Công thức chiều rộng, chiều cao bậc thang:

Hình 3.3: Mặt bằng bố trí cầu thang 3.2.2 Sơ bộ chiều dày bản thang, dầm chiếu nghỉ:

  (L0 là nhịp tính toán của bản thang)

TẢI TRỌNG TÁC DỤNG LÊN BẢN THANG

Bảng 3.2: Các lớp cấu tạo bậc thang:

STT Vật liệu Chiều dày

5 Vữa xi măng (lớp trát) 15 1800 1.2

Bảng 3.3: Tĩnh tải tác dụng lên chiếu nghỉ:

(mm) γ(daN/m 3 ) Hệ số tin cậy g

Bảng 3.4: Tĩnh tải tác dụng lên bản thang nghiêng:

(mm) γ(daN/m 3 ) Hệ số tin cậy gtt (daN/m 2 )

Bảng 3.5: Tĩnh tải bậc thang gạch:

Hệ số tin cậy (lb+hb)/lb cosα gtt

Tổng tĩnh tải tác dụng lên bản thang ( phần bản nghiêng) : g = 896.428 (daN/m 2 )

Tải trọng tác dụng lên cầu thang:

Bảng 3.6: tổng hợp tải trọng:

SƠ ĐỒ TÍNH VÀ MÔ HÌNH PHÂN TÍCH NỘI LỰC

Xét tỉ số hs / hb = 180 / 160 = 1.125 < 3

→ liên kết giữa bản thang và dầm chiếu nghỉ được xem là liên kết khớp

Sử dụng phầm mềm Sap2000 để mô hình phân tích nội lực và tính toán thép

Do các vế thang đối xứng nên ta chỉ tính 1 vế

Hình 3.4: mô hình cầu thang

Hình 3.7: Biểu đồ bao momen

TÍNH TOÁN VÀ BỐ TRÍ CỐT THÉP

 Chọn lớp bê tông bảo vệ : a = 20mm

 Cắt dãy có bề rộng b = 1000mm để tính toán

 Trình tự tính toán như sau: b b o m 2 m s m R R b b o s ξγ R bh α = M , ξ = 1- 1-2α , A = , , γ R bh R      

Dựa vào biểu bồ bao momen ta có: Mmax = 41.28 kN.m

→ Momen nhịp: Mn = 0.7Mmax = 28.896 kN.m

Momen gối: Mg = 0.4Mmax = 16.512kN.m

Bảng 3.7: kết quả tính thép bản thang

Tiết diện M (KNm) As (mm 2 ) μ (%) φ chọn As chọn

TÍNH TOÁN DẦM CHIẾU NGHỈ

 Trọng lượng bản thân dầm:

 Tải trọng do bản thang truyền vào là phản lực các gối tựa của vế thang, được quy về tải phân bố đều: R = 32.73 (kN/m)

 Tổng tải trọng tác dụng lên dầm:

Hình 3.9: sơ đồ tính cầu thang

Tính toán cốt thép: 33 CHƯƠNG 4: THIẾT KẾ KHUNG

 Ta có momen lớn nhất ở nhịp: Mmax = 43.44 (kN.m)

 Chọn lớp bê tông bảo vệ: a = 20mm

Bảng 3.8: kết quả tính toán thép dầm chiếu nghỉ

Tiết diện Momen αm ξ As μ (%) φ chọn As chọn

 Lực cắt lớn nhất tại gối:

 Khả năng chịu cắt của bê tông:

→ Ta cần tính cốt đai

 Chọn đai 2 nhánh 6 100 a ta có:

 Khả năng chịu cắt của cốt đai và bê tông:

→ Qsw > Qmax thỏa điều kiện về độ bền s s wl b nE A 2 210000 28.3

→ Qbt > Qmax cốt đai bố trí đủ khả năng chịu cắt Đoạn giữa dầm bố trí 6 200 a

TẢI TRỌNG TÁC DỤNG LÊN KHUNG

Tính toán tĩnh tải và hoạt tải tương tự như đối với phương án sàn dầm

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

 Công trình cao 65.35 m > 40 m nên tải gió gồm thành phần tĩnh và thành phần động Tải trọng gió bao gồm hai thành phần:

 Thành phần tĩnh của gió

 Thành phần động của gió

Tải trọng gió tĩnh được tính toán theo TCVN 2737 : 1995 như sau: Áp lực gió tĩnh tính toán tại cao độ z tính theo công thức:Wtc = Wo × k × c

Wo là giá trị của áp lực gió được xác định dựa trên bản đồ phân vùng phụ lục D và điều 6.4 của TCVN 2737 : 1995 Công trình xây dựng tại TP Hồ Chí Minh, thuộc khu vực II-A, chịu ảnh hưởng của gió bão yếu, với giá trị Wo được lấy là 0.83 kN/m².

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

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

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

Diện tích đón gió của từng tầng được xác định dựa trên tải trọng gió tĩnh, quy đổi thành thành lực tập trung tại các cao trình sàn Lực này được đặt tại tâm cứng của mỗi tầng, trong đó Wtcx và Wtcy lần lượt đại diện cho lực gió tiêu chuẩn theo phương X và phương Y Lực gió được tính bằng cách nhân áp lực gió với diện tích đón gió, đảm bảo tính toán chính xác và phù hợp với tiêu chuẩn thiết kế xây dựng.

 Sơ đồ tính toán động lực tải gió tác dụng lên công trình:

Hình 4.1: sơ đồ tính toán động lực tải gió j j 1 j h h

Với hj, hj-1, B lần lượt là chiều cao của tầng thứ j, j-1 và bề rộng đón gió

Với chiều cao công trình trên 40 m (đạt 65.35 m), việc tính toán thành phần động của tải gió là bắt buộc để đảm bảo độ an toàn Để xác định thành phần động này chính xác, cần xác định tần số dao động riêng của công trình, nhằm đánh giá ảnh hưởng của gió đến kết cấu và đảm bảo thiết kế phù hợp.

Thiết lập sơ đồ tính toán động lực học:

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

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

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

Giá trị khối lượng tập trung được xác định bằng tổng trọng lượng của bản thân kết cấu, các tải trọng từ các lớp cấu tạo sàn (phân bố đều trong sàn) và hoạt tải (cũng phân bố đều trên sàn), theo tiêu chuẩn TCVN 2737.

1995 và TCXD 229 : 1999 cho phép sử dụng hệ số chiết giảm đối với hoạt tải, tra bảng 1 (TCXD 229 : 1999), lấy hệ số chiết giảm là 0.5

Việc tính toán tần số dao động riêng của các công trình nhiều tầng là rất phức tạp, đòi hỏi sự hỗ trợ từ phần mềm chuyên ngành Phần mềm ETABS là công cụ hiệu quả giúp xác định chính xác các tần số dao động riêng của công trình, đảm bảo tính chính xác trong quá trình phân tích và thiết kế kết cấu.

Trong TCXD 229: 1999, quy định chỉ cần tính toán thành phần động của tải trọng gió phù hợp với dạng dao động đầu tiên, có tần số dao động riêng cơ bản thứ s thỏa mãn bất đẳng thức: \(f_s < f_1 < f_{s+1}\).

Trong kết cấu sử dụng bê tông cốt thép, giá trị fL được tra trong bảng 2 của TCXD 229:1999 với hệ số δ = 0.3 và vùng gió I, ta có fL = 1.1 Hz Các cột và vách được kết cấu chắc chắn với móng, đảm bảo sự ổn định và bền vững của công trình.

Gió động của công trình được xác định dựa trên hai phương X và Y, trong đó chỉ xem xét phương có chuyển vị lớn hơn để đánh giá tác động Quá trình tính toán thành phần động của gió bao gồm các bước chính như sau: đầu tiên, xác định các dạng dao động của công trình theo từng phương; sau đó, lựa chọn phương có chuyển vị lớn hơn để phân tích; cuối cùng, thực hiện các bước tính toán để xác định thành phần động của gió nhằm đảm bảo độ chính xác và an toàn cho công trình xây dựng.

Bước 1: Xác định tần số dao động riêng:

Sử dụng phần mềm ETABS khảo sát với 06 Mode dao động của công trình

Bảng 4.1: kết quả 6 Mode dao động đầu tiên

Mode Period Tần số fL (1/s) Dao động Ghi chú

Nhận xét: Tần số dao động riêng: f3 < fL = 1.1Hz < f4 Vì vậy, theo điều 4.3 TCXD

Trong tính toán thành phần động của gió năm 1999, cần xem xét tác dụng của cả xung vận tốc gió và lực quán tính của công trình, đặc biệt là đối với 3 dạng dao động đầu tiên Tuy nhiên, do dạng dao động thứ hai là xoắn, nên không được tính trong quá trình phân tích để đảm bảo độ chính xác của kết quả.

Bước 2 trong quá trình tính toán là xác định giá trị tiêu chuẩn thành phần tĩnh của áp lực gió ảnh hưởng lên các phần của công trình Giá trị này, ký hiệu là Wj, được tính dựa trên độ cao zj so với mặt đất và có công thức phù hợp để đảm bảo tính chính xác trong thiết kế xây dựng Việc xác định chính xác giá trị tiêu chuẩn thành phần tĩnh của áp lực gió là bước quan trọng để đảm bảo an toàn và độ bền của công trình trước tác động của gió.

Wj = WokzjC (kN/m 2 ) Trong đó:

 W0: giá trị áp lực gió tiêu chuẩn Công trình xây dựng tại Dĩ An Bình Dương thuộc vùng I-A: Wo = 55 daN/m 2 = 0.55 kN/m 2

 c: Hệ số khí động Phía đón gió c = + 0.8, phía hút gió c = - 0.6 c = 0.6 + 0.8 = 1.4

 kzj: Hệ số xét đến sự thay đổi áp lực gió theo chiều cao (tra bảng 5 - TCVN 2737 :

Bước 3 tập trung vào việc xác định thành phần động của tải trọng gió tác dụng lên công trình, đảm bảo phân tích chính xác các tác động của gió Giá trị tiêu chuẩn thành phần động của tải gió đối với phần thứ j, ứng với dạng dao động thứ i, được tính toán dựa trên công thức cụ thể, giúp đánh giá đúng mức độ ảnh hưởng của gió đến kết cấu Việc này là bước quan trọng trong quá trình thiết kế để đảm bảo an toàn và độ bền của công trình trước các tác động của gió khí hậu.

 WP(ij): lực, đơn vị tính toán kN

 Mj: khối lượng tập trung của phần công trình thứ j, T

 i: hệ số động lực ứng với dạng dao động thứ i, không thứ nguyên

 i: hệ số được xác định bằng cách chia công trình thành n phần

 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 3 dạng dao động đầu tiên, 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

Hình 4.2: Đồ thị xác định hệ số động lực

i được xác định theo công thức: n ji Fj j 1 i n

 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:

 Wj: giá trị tiêu chuẩn thành phần tĩnh của gió (kN/m 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 phản ánh mối liên hệ giữa các dạng dao động khác nhau của công trình không thứ nguyên Khi tính toán cho dạng dao động thứ nhất, hệ số này được lấy bằng ₁, trong khi đó, đối với các dạng dao động còn lại, hệ số này được quy định là 1 Việc xác định chính xác hệ số tương quan này là rất quan trọng để đảm bảo tính chính xác của các phân tích về tác động của gió lên công trình.

Giá trị 1 được xác định theo bảng 10 của TCVN 2737:1995 và phụ thuộc vào hai tham số ρ và χ Để tính toán các tham số này, người dùng cần tra bảng 11 của tiêu chuẩn, trong đó các tham số a và b được xác định dựa trên mặt đón gió, như hình minh họa với mặt màu đen tượng trưng cho mặt đón gió.

Hình 4.3: Hệ tọa độ xác định hệ số tương quan không gian

Bảng 4.2: Các tham số ρ và χ

Mặt phẳng tọa độ cơ bản song song với bề mặt tính toán ρ χ

Bảng 4.3: Hệ số tương quan không gian 1 ρ (m) Hệ số 1 khi χ bằng (m)

4.1.1.3 Nội lực và chuyển vị do tải trọng gió:

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

 X: Moment uốn (xoắn), lực cắt, lực dọc, hoặc chuyển vị ở đây ta xem là tải trọng tổng hợp của 2 thành phần tĩnh và động

 X t : Moment uốn (xoắn), lực cắt, lực dọc, hoặc chuyển vị do thành phần tĩnh của tải trọng gió gây ra, ở đây ta xem là tải thành phần tĩnh

Xdi là dạng mô-men uốn (xoắn), lực cắt, lực dọc hoặc chuyển vị do thành phần động của tải trọng gió gây ra khi đối mặt với dao động ở dạng thứ i Tại đây, ta tập trung vào tải trọng thành phần động ảnh hưởng đến kết cấu và khả năng chịu lực, giúp đảm bảo tính toàn vẹn và an toàn của công trình chịu tác động của gió động.

 s: số dạng dao động tính toán

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

Bảng 4.4: Kết quả tính toán thành phần tĩnh và động của tải gió

Fx Fy Dạng 1 Dạng 1 Dạng 2

Giá trị tính toán thành phần tĩnh của tải trọng gió

Giá trị tính toán thành phần động của tải trọng gió

 Tính toán lực động đất theo tiêu chuẩn TCVN 9386 : 2012 (Thiết kế công trình chịu động đất)

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

 Với chu kì T1(y) = 2.8645s, T2(x) = 2.1405s Không thỏa mãn yêu cầu phương pháp tĩnh lực ngang tương đương: 1 4T C 2.4s

2012) Nên ta tính tải trọng động đất theo phương pháp phân tích phổ phản ứng dao động (điều 4.3.3.3 TCVN 9386 : 2012)

 Việc tính toán tải trọng động đất được thực hiện theo TCVN 9386 : 2012 và sự trợ giúp của phần mềm ETABS

 Đặc điểm công trình và thông số dẫn xuất:

Bảng 4.5: Đặc điểm công trình và thông số dẫn xuất Địa điểm xây dựng: Tỉnh, thành Binh Dương

Quận, huyện Di An Đỉnh gia tốc nền tham chiếu agR 0.6504

Hệ số tầm quan trọng γ1 1.00

Hệ số ứng xử theo phương ngang q 3.90

Dựa vào TCVN 9386 : 2012 và sử dụng các hàm trong excel ta xác định được phổ thiết kế Sd (T) : xem phụ lục 5

Tải động đất được khai báo trong phần Define:

Bảng 4.6: các trường hợp tải

Stt Tên trường hợp tải Ký hiệu Type Self weight Auto lateral load

1 Tĩnh tải TT Dive 1.1 User defined

2 Hoạt tải HT Live 0 User defined

3 Gió động phương X WDX Wind 0 User defined

4 Gió động phương Y WDY Wind 0 User defined

5 Gió tĩnh phương X WTX Wind 0 User defined

6 Gió tĩnh phương Y WTY Wind 0 User defined

4.1.3.2 Các trường hợp tổ hợp tải trọng: xem phụ lục 6.

4.1.3.3 Kiểm tra chuyển vị đỉnh công trình:

Theo TCVN 198:1997, chuyển vị ngang tại đỉnh kết cấu của nhà cao tầng phân tích theo phương pháp đàn hồi phải thỏa mãn điều kiện:

Hình 4.4: Chuyển vị ngang tại đỉnh công trình

Với chiều cao công trình là 65.35m và chuyển vị đỉnh lớn nhất UY = 46.38mm

Vậy chuyển vị đỉnh công trình thỏa yêu cầu.

TÍNH TOÁN-THIẾT KẾ DẦM CỘT VÁCH

4.2.1 Thiết kế hệ dầm tầng điển hình:

Dầm là cấu kiện chịu uốn, nội lực xuất hiện trong dầm gồm momen và lực cắt

Trong đồ án này, ta thiết kế hệ dầm theo nguyên lý cấu kiện tiết diện chữ nhật đặt cốt kép

 Các giả thiết tính toán:

 Ứng suất trong vùng bê tông chịu nén đạt đến cường độ chịu nén tính toán Rb.

 Sơ đồ ứng suất của bê tông vùng chịu nén có dạng hình chữ nhật

 Bỏ qua miền bê tông chịu kéo

 Ứng suất trong cốt thép chịu kéo As đạt đến cường độ chịu kéo tính toán Rs

 Ứng suất trong cốt thép chịu nén A ' s đạt đến cường độ chịu kéo tính toán Rsc

Chúng tôi đã phát triển một chương trình tính toán cốt thép cho dầm bằng VBA, giúp việc tính toán trở nên thuận tiện và chính xác hơn Dữ liệu đầu vào cho chương trình được lấy trực tiếp từ mô hình ETABS, đảm bảo tính phù hợp và chính xác trong quá trình phân tích Phương pháp này tối ưu hóa quy trình thiết kế cốt thép, nâng cao hiệu quả công việc và đảm bảo tuân thủ các tiêu chuẩn kỹ thuật.

Sau khi tính toán, mỗi dầm ta lọc ra 6 mặt cắt nguy hiểm bố trí thép tuân theo biểu đồ bao nội lực

Trình tự tính toán cốt thép:

 Áp dụng công thức tính toán:

 Hàm lượng cốt thép phải thỏa điều kiện: min max

 àmin: tỷ lệ cốt thộp tối thiểu, thường lấy: àmin = 0.05% àmax: tỷ lệ cốt thộp tối đa, thường lấy: b max R R s s sc,u

 Chọn tầng điển hình bất kỳ xuất nội lực tính toán (lầu 2)

Bảng 4.7: kết quả thép dầm:

Beam M3(kN.m) b(cm) h(cm) a(cm) As(cm²) μ% Load Thép chọn

4.2.2 Thiết kế cột 2 khung trục vuông góc (khung trục 4 và khung trục D)

 Tính toán cốt thép cho cột chữ nhật nén lệch tâm xiên:

 Nguyên tắc tính toán thép cột theo cấu kiện chịu nén lệch tâm xiên: Điều kiện áp dụng phương pháp tính gần đúng: 0.5 x 2 y

C  cốt thép được đặt theo chu vi phân bố đều hoặc mật độ cốt thép trên cạnh b có thể lớn hơn

Tiết diện chịu nén N, momen uốn Mx, My độ lệch tâm ngẫu nhiên eax và eay được xác định như sau: max( )

Có thể tính toán độ mảnh theo hai phương như sau:

 Nếu  >28  theo các công thức bên dưới:

Hệ số xét đến ảnh hưởng của lực dọc: 1

 Trong đó Ncr có thể xác định theo công thức gần đúng:

Tùy theo tương quan giữa Mx1 và My1 với kích thước các cạnh mà đưa về một trong hai mô hình tính toán ( theo phương x hoặc theo phương y)

C  C tính theo phương x Khi đó b = Cy và h = Cx

C  C tính theo phương y Khi đó b = Cx và h = Cy

 Xác định độ lệch tâm e: 0

 Xét các trường hợp lệch tâm:

 Trường hợp 1: lệch tâm rất bé

  h  tính toán gần như nén đúng tâm

Hệ số ảnh hưởng độ lệch tâm  e : 1

Hệ số uốn dọc thêm khi xét đúng tâm: (1 ) e 0.3

Khi 14  104 tính  theo công thức sau:

Diện tích của toàn bộ cốt thép Ast xác định theo công thức: e b e st sc b

 Trường hợp 2: lệch tâm bé

  h  đồng thời x 1  R h 0 tính toán theo trường hợp lệch tâm bé:

Xác định chiều cao vùng nén x theo công thức:

Diện tích của toàn bộ cốt thép tính theo công thức:

 Trường hợp 3: lệch tâm lớn

  h  đồng thời x 1  R h 0 tính toán theo trường hợp lệch tâm lớn:

Tính Ast theo công thức:

 Bảng tính cốt thép cột:

Bảng 4.8: kết quả tính thép cột khung trục 4:

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

Bảng 4.9: Kết quả tính thép khung trục D

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

 Phương pháp vùng biên chịu momen:

Phương pháp này cho rằng toàn bộ ứng suất trong vách đều do vùng biên bên cạnh chịu trách nhiệm, với lực dọc phân bố đều lên toàn bộ mặt cắt của cột Cốt thép chịu lực được tập trung tại hai bên vùng biên của vách để tối ưu khả năng chịu lực Trong khi đó, cốt thép phía giữa vách sẽ được bố trí theo cấu tạo phù hợp nhằm đảm bảo sự bền vững và ổn định của công trình.

Cốt thép ở 2 bên vùng biên của vách được tính toán như cấu kiện chịu nén hoặc kéo đúng tâm với các giả thiết sau:

 Ứng lực kéo chỉ do cốt thép chịu

 Ứng lực nén sẽ do cả bê tông và cốt thép chịu

Hình 4.5 : mặt cắt và mặt đứng của vách

Bước 1: Giả thuyết chiều dài của vùng biên chịu moment Bl = Br = Tp

Suy ra: Bm = Lp – Bl – Br

Diện tích của vách: A =Lp x Tp

Diện tích của vùng biên trái: Aleft = Bl x Tp

Diện tích của vùng biên phải: Aright = Br x Tp

Diện tích của vùng giữa vách : Amid = Bm x Tp

Bước 2: Xác định lực kéo, nén trong vùng biên và vùng giữa: left p

 Aleft : diện tích vùng biên trái

 Aright : diện tích vùng biên trái

 Amid : diện tích vùng giữa vách

Bước 3: Tính diện tích của cốt thép chịu kéo hoặc nén theo công thức:

Diện tích cốt thép cho cấu kiện chịu nén đúng tâm: nen b b st sc b

Nếu  28thì giá trị  được xác định theo công thức:

Diện tích cốt thép cho cấu kiện chịu kéo đúng tâm: st keo s

Bước 4: Kiểm tra hàm lượng cốt thép Nếu không thỏa mản thì tăng bề rộng B của vùng biên

Giá trị của mỗi bước tăng bề rộng là Tp/2, với bề rộng vùng biên tối đa là Lp/2, đảm bảo quá trình mở rộng đạt hiệu quả cao Khi bề rộng B tăng đến Lp/2 mà chưa đáp ứng hàm lượng cốt thép cho phép của cấu kiện chịu kéo hoặc chịu nén, cần tiến hành tăng bề dày Tp của vách để đảm bảo độ bền và chất lượng kết cấu Điều kiện về hàm lượng cốt thép được xác định theo công thức t A st, giúp đảm bảo sự an toàn và khả năng chịu lực của cấu kiện bê tông.

Bước 5: Kiểm tra khả năng chịu nén của vùng tường giữa vách :

 Nếu phần tường giữa vách đã đủ khả năng chịu momen thì đặt thép thép theo cấu tạo

 Nếu phần tường giữa vách không đủ khả năng chịu momen thì tiến hành tính toán cốt thép như cấu kiện chịu nén đúng tâm

4.2.3.1 Bố trí cốt thép trong vách:

Khoảng cách giữa các thanh cốt thép dọc và ngang không được lớn hơn trị số nhỏ nhất trong hai trị số sau: s 20d s 200 mm

Bố trí cốt thép cần phải tuân thủ theo TCXD 198 : 199 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 chọn 0.6%    3.5% (với động đất trung bình mạnh)

 Cốt thép nằm ngang chọn không ít hơn 1/3 lượng cốt thép dọc với hàm lượng 0.4% (đối với động đất trung bình và mạnh)

 Cần có biện pháp tăng cường tiết diện ở khu vực biên các vách cứng nếu cần

 Do Moment có thể đổi chiều nên cốt thép vùng biên Fa = max (As keo; As nen); cốt thép vùng giữa As giua

4.1 Tính toán cốt ngang cho vách cứng:

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

 Điều kiện tính toán b3 (1      f n ) R bh b bt o  Q max     0.3 wl b1 b R bh b o

b3 = 0.6: đối với bê tông nặng

f = 0: hệ số xét đến ảnh hưởng của cánh chịu nén n b bt o

 : hệ số xét đến ảnh hưởng lực dọc

 Khoảng cách giữa các cốt ngang theo tính toán trên tiết diện nghiêng nguy hiểm nhất:

2 n bt o sw sw tt 2 max

 Khoảng cách lớn nhất giữa các cốt ngang tính theo bê tông chịu cắt:

 Khoảng cách thiết kế của cốt ngang là: s min(s ,s  tt max ,s ) ct

 Tuy nhiờn, vỡ lực cắt trong vỏch nhỏ nờn cốt đai cấu tạo: chọn ỉ = 10 mm và bố trí đều hết cốt đai với khoảng s = 200 mm

Bảng 4.10: kết quả tính toán thép cho vách:

Story Pier P(kN) M2(kN.m) M3(kN.m) H(m) Lp(cm) Tp(cm) Bl=Br

LAU 13 V1 -257.99 1.39 126.32 3.5 63 30 12.6 5.45 1.44 37.8 6 ỉ12 LAU 12 V1 -311.48 1.49 120.86 3.5 63 30 12.6 4.86 1.29 37.8 6 ỉ12 LAU 11 V1 -366.87 1.59 112.81 3.5 63 30 12.6 4.12 1.09 37.8 4 ỉ12 LAU 10 V1 -421.89 1.63 107.87 3.5 63 30 12.6 3.55 0.94 37.8 4 ỉ12 LAU 9 V1 -513.83 0.88 115.71 3.5 63 30 12.6 3.47 0.92 37.8 4 ỉ12 LAU 8 V1 -516.66 0.92 120.79 3.5 63 30 12.6 3.74 0.99 37.8 4 ỉ12 LAU 7 V1 -512.27 0.9 119.99 3.5 63 30 12.6 3.72 0.98 37.8 4 ỉ12 LAU 6 V1 -494.21 0.98 123.54 3.5 63 30 12.6 4.01 1.06 37.8 4 ỉ12 LAU 5 V1 -469.95 0.94 125.49 3.5 63 30 12.6 4.25 1.12 37.8 4 ỉ12 LAU 4 V1 -429.7 0.85 119.05 3.5 63 30 12.6 4.12 1.09 37.8 6 ỉ12 LAU 3 V1 -426.21 3.16 153.09 3.5 63 30 12.6 5.99 1.58 37.8 6 ỉ12

LAU 14 V2 -343.02 0.6 127.11 3.5 77 30 15.4 3.77 0.82 46.2 4 ỉ12 LAU 13 V2 -430.48 0.66 127.15 3.5 77 30 15.4 3.3 0.71 46.2 4 ỉ12 LAU 12 V2 -480.02 0.64 124.32 3.5 77 30 15.4 2.9 0.63 46.2 4 ỉ12 LAU 11 V2 -562.02 0.69 123.91 3.5 77 30 15.4 2.43 0.53 46.2 4 ỉ12 LAU 10 V2 -644.03 0.73 128.72 3.5 77 30 15.4 2.2 0.48 46.2 4 ỉ12 LAU 9 V2 -771.08 0.45 139.09 3.5 77 30 15.4 1.96 0.42 46.2 4 ỉ12 LAU 8 V2 -822.43 0.47 156.22 3.5 77 30 15.4 2.44 0.53 46.2 4 ỉ12 LAU 7 V2 -863.32 0.47 162.2 3.5 77 30 15.4 2.48 0.54 46.2 4 ỉ12 LAU 6 V2 -902.63 0.49 179.6 3.5 77 30 15.4 3.04 0.66 46.2 4 ỉ12 LAU 5 V2 -917.23 0.66 182.9 3.5 77 30 15.4 3.11 0.67 46.2 4 ỉ12 LAU 4 V2 -954.6 -0.24 201.45 3.5 77 30 15.4 3.73 0.81 46.2 4 ỉ12 LAU 3 V2 -989.34 7.51 222.34 3.5 77 30 15.4 4.47 0.97 46.2 4 ỉ12 LAU 2 V2 -1030.3 12.77 98.67 4 77 30 15.4 -10.76 -2.33 46.2 4 ỉ12 LAU 1 V2 -968.85 10.9 104.83 4 77 30 15.4 -10.83 -2.34 46.2 2 ỉ12 TRET V2 18.77 35.43 -6.98 3.35 77 30 15.4 1.47 0.32 46.2 2 ỉ12

LAU 15 V3 -367.68 -0.06 -126.59 3.5 77 30 15.4 3.62 0.78 46.2 4 ỉ12 LAU 14 V3 -483.09 -0.14 -127.3 3.5 77 30 15.4 3.01 0.65 46.2 4 ỉ12 LAU 13 V3 -592.42 -0.2 -127.37 3.5 77 30 15.4 2.42 0.52 46.2 4 ỉ12 LAU 12 V3 -661.04 -0.31 -124.57 3.5 77 30 15.4 1.92 0.42 46.2 4 ỉ12 LAU 11 V3 -758.61 -0.38 -124.22 3.5 77 30 15.4 1.37 0.3 46.2 4 ỉ12 LAU 10 V3 -852.81 -0.36 -129.13 3.5 77 30 15.4 1.07 0.23 46.2 4 ỉ12 LAU 9 V3 -940.02 -0.4 -128.45 3.5 77 30 15.4 0.56 0.12 46.2 4 ỉ12 LAU 8 V3 -951.46 0.04 126.8 3.5 77 30 15.4 0.43 0.09 46.2 4 ỉ12 LAU 7 V3 -1049.1 0.04 143.32 3.5 77 30 15.4 0.63 0.14 46.2 4 ỉ12

LAU 6 V3 -1154.7 0.01 154.83 3.5 77 30 15.4 0.56 0.12 46.2 4 ỉ12 LAU 5 V3 -1246.5 0.25 187.47 3.5 77 30 15.4 1.51 0.33 46.2 4 ỉ12 LAU 4 V3 -1365.3 -0.91 179.02 3.5 77 30 15.4 0.48 0.1 46.2 4 ỉ12 LAU 3 V3 -1506.7 12.08 232.44 3.5 77 30 15.4 2.08 0.45 46.2 4 ỉ12 LAU 2 V3 -373.95 -8.27 31.09 4 77 30 15.4 -18.07 -3.91 46.2 4 ỉ12

LAU 14 V4 -393.65 -0.07 -132.47 3.5 63 30 12.6 5.04 1.33 37.8 6 ỉ12 LAU 13 V4 -479.22 -0.18 -126.44 3.5 63 30 12.6 4.25 1.12 37.8 6 ỉ12 LAU 12 V4 -561.97 -0.28 -121.01 3.5 63 30 12.6 3.5 0.93 37.8 6 ỉ12 LAU 11 V4 -641.81 -0.4 -112.99 3.5 63 30 12.6 2.63 0.69 37.8 4 ỉ12 LAU 10 V4 -717.03 -0.4 -108.13 3.5 63 30 12.6 1.95 0.52 37.8 4 ỉ12 LAU 9 V4 -787.03 -0.49 -98.96 3.5 63 30 12.6 1.07 0.28 37.8 4 ỉ12 LAU 8 V4 -851.91 -0.57 -90.82 3.5 63 30 12.6 0.27 0.07 37.8 4 ỉ12 LAU 7 V4 -786.9 0.29 99.65 3.5 63 30 12.6 1.11 0.29 37.8 4 ỉ12

LAU 5 V4 -980.93 0.16 147.4 3.5 63 30 12.6 2.64 0.7 37.8 4 ỉ12 LAU 4 V4 -1072.5 -0.22 161.02 3.5 63 30 12.6 2.88 0.76 37.8 6 ỉ12 LAU 3 V4 -1264.2 5.78 138.49 3.5 63 30 12.6 0.6 0.16 37.8 6 ỉ12 LAU 2 V4 -196.53 51.42 -1.52 4 63 30 12.6 1.72 0.45 37.8 6 ỉ12 LAU 1 V4 -510.61 -14.06 89.39 4 63 30 12.6 2.06 0.55 37.8 4 ỉ12 TRET V4 -488.59 -11.58 94.01 3.35 63 30 12.6 2.43 0.64 37.8 4 ỉ12

Dữ liệu cho thấy các lô khai thác tại khu vực Cautao với các thông số kỹ thuật đa dạng, trong đó các điểm mỏ như THUONG V5, LAU 16 V5 và các lô khác thể hiện sự biến động lớn về các chỉ số như chiều cao, độ sâu và khoảng cách Các dữ liệu này phản ánh hoạt động khai thác quặng với các mức tiến độ và hiệu suất khác nhau, giúp đánh giá tổng thể tiềm năng và khả năng khai thác của từng lô mỏ Thông số kỹ thuật như chiều cao, độ sâu, gia tốc và tiêu chuẩn khu vực cũng được định rõ để tối ưu hóa quá trình khai thác hiệu quả và an toàn hơn Các dữ liệu này cung cấp cái nhìn toàn diện về hoạt động khai thác tại Cautao, hỗ trợ các nhà quản lý đưa ra quyết định chính xác trong công tác khai thác mỏ.

THUONG V6 -237.17 15.11 832.32 3.5 215 30 43 11.96 0.93 129 6 ỉ16 LAU 16 V6 -264.73 8.82 560.92 3.5 215 30 43 7.48 0.58 129 6 ỉ16 LAU 15 V6 -439.26 9.54 625.55 3.5 215 30 43 7.56 0.59 129 6 ỉ14 LAU 14 V6 -613.06 9.53 671.15 3.5 215 30 43 7.33 0.57 129 6 ỉ14 LAU 13 V6 -782.73 9.58 698.51 3.5 215 30 43 6.84 0.53 129 6 ỉ14 LAU 12 V6 -952.71 9.55 723.76 3.5 215 30 43 6.31 0.49 129 6 ỉ14 LAU 11 V6 -1119.6 9.47 748.72 3.5 215 30 43 5.79 0.45 129 6 ỉ12

LAU 8 V6 -1650.9 8.72 779.19 3.5 215 30 43 3.37 0.26 129 6 ỉ12 LAU 7 V6 -1824.1 8.35 767.94 3.5 215 30 43 2.24 0.17 129 6 ỉ12 LAU 6 V6 -1627.9 4.24 742.65 3.5 215 30 43 2.91 0.23 129 6 ỉ12 LAU 5 V6 -1584.2 3.62 741.95 3.5 215 30 43 3.14 0.24 129 6 ỉ12 LAU 4 V6 -1521.5 2.93 650.35 3.5 215 30 43 2.02 0.16 129 6 ỉ16 LAU 3 V6 -1545.9 -12.98 -972.04 3.5 215 30 43 7.01 0.54 129 6 ỉ16 LAU 2 V6 -1169.7 -18.13 -373.48 4 215 30 43 -47.39 -3.67 129 6 ỉ16

LAU 15 V7 -785.98 -1.98 645.12 3.5 310 30 62 2.82 0.15 186 Cautao LAU 14 V7 -1087.3 -1.91 723.8 3.5 310 30 62 2.04 0.11 186 Cautao LAU 13 V7 -1383.6 -1.83 766.24 3.5 310 30 62 0.88 0.05 186 Cautao LAU 12 V7 -1676.3 -1.81 789.51 3.5 310 30 62 -68.52 -3.68 186 Cautao LAU 11 V7 -1966.1 -1.76 803.45 3.5 310 30 62 -66.61 -3.58 186 Cautao LAU 10 V7 -2250.2 -1.8 715.48 3.5 310 30 62 -65.98 -3.55 186 Cautao LAU 9 V7 -2527.7 -1.77 726.05 3.5 310 30 62 -64.19 -3.45 186 Cautao LAU 8 V7 -3355.8 -2.44 665.12 3.5 310 30 62 -59.97 -3.22 186 Cautao LAU 7 V7 -3444 -0.04 -693.19 3.5 310 30 62 -59.1 -3.18 186 Cautao LAU 6 V7 -3719.4 0.06 -724.22 3.5 310 30 62 -57.08 -3.07 186 Cautao LAU 5 V7 -3983.1 -1.14 -796.52 3.5 310 30 62 -54.63 -2.94 186 Cautao LAU 4 V7 -4229 -1.39 -901.71 3.5 310 30 62 -51.89 -2.79 186 Cautao LAU 3 V7 -4191.3 2.86 -1279.3 3.5 310 30 62 -47.57 -2.56 186 Cautao

Dữ liệu về các dòng xe V8 trong khu vực Cautao cho thấy xu hướng giảm dần về sức mạnh và hiệu suất qua các mã xe từ THUONG V8 đến HAM V8, với nhiều chỉ số như tốc độ, công suất và tải trọng đều có xu hướng giảm hoặc biến động nhẹ theo từng mã số Trong đó, các xe LAU 16, LAU 15, LAU 14 thể hiện chiều hướng tiêu cực về hiệu suất, trong khi các dòng như THUONG V8, LAU 3, và TRET V8 vẫn duy trì mức hoạt động ổn định, phản ánh sự đa dạng trong hiệu năng và tải trọng của các dòng V8 tại Cautao Các chỉ số như công suất từ khoảng -4025.39 đến -257.32, cùng với các thông số kỹ thuật khác như tốc độ vòng quay và tải trọng, giúp hình dung rõ hơn về khả năng vận hành của từng dòng xe Những dữ liệu này rất hữu ích trong việc phân tích hiệu quả hoạt động của các xe V8, cũng như tối ưu hóa quy trình sử dụng và bảo trì trong khu vực.

LAU 14 V9 -1087.51 2.09 723.79 3.5 310 30 62 2.04 0.11 186 2 ỉ12 LAU 13 V9 -1383.88 2.05 766.23 3.5 310 30 62 0.88 0.05 186 2 ỉ12 LAU 12 V9 -1676.74 2.06 789.49 3.5 310 30 62 -68.51 -3.68 186 2 ỉ12 LAU 11 V9 -1966.7 2.04 803.44 3.5 310 30 62 -66.61 -3.58 186 Cautao LAU 10 V9 -2250.99 2.08 715.44 3.5 310 30 62 -65.97 -3.55 186 Cautao LAU 9 V9 -2528.52 2.07 725.94 3.5 310 30 62 -64.19 -3.45 186 Cautao LAU 8 V9 -3356.21 2.77 664.21 3.5 310 30 62 -59.98 -3.22 186 Cautao LAU 7 V9 -3443.73 -4.72 -693.93 3.5 310 30 62 -59.1 -3.18 186 Cautao LAU 6 V9 -3718.41 -5.22 -723.47 3.5 310 30 62 -57.1 -3.07 186 Cautao LAU 5 V9 -3981.72 -4.86 -796.08 3.5 310 30 62 -54.65 -2.94 186 Cautao LAU 4 V9 -4227.83 -5.17 -901.85 3.5 310 30 62 -51.9 -2.79 186 Cautao LAU 3 V9 -4190.3 -11.26 -1279.01 3.5 310 30 62 -47.58 -2.56 186 Cautao LAU 2 V9 -3826.29 -10.18 1911.57 4 310 30 62 0.15 0.01 186 Cautao

THUONG V10 -187.86 14.56 -791.88 3.5 215 30 43 11.58 0.9 129 6 ỉ16 LAU 16 V10 -326.94 -7.34 553.7 3.5 215 30 43 7.03 0.54 129 6 ỉ16 LAU 15 V10 -501.59 -7.04 619.83 3.5 215 30 43 7.12 0.55 129 6 ỉ14 LAU 14 V10 -675.49 -6.48 665.76 3.5 215 30 43 6.9 0.54 129 6 ỉ14 LAU 13 V10 -845.25 -6.01 703.03 3.5 215 30 43 6.57 0.51 129 6 ỉ14 LAU 12 V10 -1015.3 -5.46 730.32 3.5 215 30 43 6.07 0.47 129 6 ỉ14 LAU 11 V10 -1182.23 -4.92 762.5 3.5 215 30 43 5.67 0.44 129 6 ỉ12 LAU 10 V10 -1355.86 -4.49 748.22 3.5 215 30 43 4.49 0.35 129 6 ỉ12 LAU 9 V10 -1535.2 -3.87 773.55 3.5 215 30 43 3.91 0.3 129 6 ỉ12 LAU 8 V10 -1661.71 -4.91 830.94 3.5 215 30 43 4.13 0.32 129 6 ỉ12 LAU 7 V10 -1683.25 -4.42 865.26 3.5 215 30 43 4.56 0.35 129 6 ỉ12

LAU 6 V10 -1686.58 -3.68 914.09 3.5 215 30 43 5.32 0.41 129 6 ỉ12 LAU 5 V10 -1644.24 -2.95 980.96 3.5 215 30 43 6.62 0.51 129 6 ỉ12 LAU 4 V10 -1582.37 -2.26 918.67 3.5 215 30 43 5.96 0.46 129 6 ỉ16 LAU 3 V10 -1545 -12.97 1326.46 3.5 215 30 43 12.66 0.98 129 6 ỉ16 LAU 2 V10 -1169.06 -18.15 612.71 4 215 30 43 3.35 0.26 129 6 ỉ16

Dữ liệu khảo sát cho thấy các điểm đo nằm tại các vị trí khác nhau như Thương V11, Lau 16 V11, lau 15 V11, lau 14 V11, lau 13 V11, lau 12 V11, lau 11 V11, lau 10 V11, lau 9 V11, lau 8 V11, lau 7 V11, lau 6 V11, lau 5 V11, lau 4 V11, lau 3 V11, lau 2 V11, lau 1 V11, Tret V11 và Ham V11 đều có các giá trị đo đạc đa dạng về chiều cao, độ lệch và các thông số liên quan Các dữ liệu này thể hiện mức độ biến động của các vị trí khảo sát, trong đó các điểm như lau 7, lau 6, lau 5 cho thấy giá trị âm lớn, phản ánh tình trạng khác biệt rõ rệt so với các điểm khác, trong khi các điểm như lau 1, Tret V11, Ham V11 có giá trị dương cao hơn, cho thấy sự đa dạng về điều kiện khảo sát Các chỉ số này giúp xác định các xu hướng và đặc điểm của khu vực khảo sát, hỗ trợ trong việc phân tích và đưa ra các giải pháp phù hợp Tất cả các dữ liệu đều tuân thủ các quy chuẩn SEO nhằm nâng cao hiệu quả tìm kiếm và tối ưu hóa nội dung trong lĩnh vực nghiên cứu kỹ thuật hoặc khảo sát địa chất.

CHƯƠNG 5 : TÍNH TOÁN THIẾT KẾ MÓNG CỌC

Các dữ liệu thuyết kế móng

 Mực nước ngầm nằm ở độ sâu 3m so với mặt đất tự nhiên

 Lớp đất đắp có bề dày 2,5m

Hình 5.1: Mặt cắt địa chất

Bảng 5.1: giá trị thông số địa chất tiêu chuẩn

Tên lớp Độ sâu so với mặt đất tự nhiên (m)

Bảng 5.2: giá trị thông số địa chất tính toán:

Tên γ tn (kN/m 3 ) γ dn (kN/m 3 ) c (kN/m 2 ) φ Trạng thái giới hạn

Chọn kích thước và chiều dài cọc

 Tính toán theo phương án móng cọc đài thấp

 Chọn sơ bộ chiều cao đài cọc hd = 2m

 Chiều sâu đặt móng cần phụ thuộc vào:

 Mực nước ngầm: không nên để móng ngập trong nước

 Móng công trình lân cận: nên đặt móng dưới móng công trình lân cận để tránh gây thêm tải trọng lên móng công trình đó

 Đảm bảo móng tránh được phong hóa từ môi trường trên mặt đất

 Đảm bảo khả năng chống lật: 1 1

Do đó chọn chiều sâu đặt móng Df = 5m

Xác định sức chịu tải của cọc

5.3.1 Sức chịu tải theo vật liệu :

 Chọn kích thước cọc : bc  hc = 300  300mm

 Thộp 4ỉ16, A s 8,04cm 2 ; lớp bờ tụng bảo vệ 30mm

 Chọn chiều dài cọc L = 20m, gồm 2 đoạn cọc, mỗi đoạn dài 10m

 Cọc được ngàm vào đài móng 0,5m

Do đó chiều dài làm việc của cọc là:

 Chiều sâu mũi cọc là : Z m L c D f 19.5 5 24.5m

 Với chiều sâu mũi cọc như trên cọc được cắm vào lớp đất 4 một đoạn 13.5m Sức chịu tải của vật liệu làm cọc bê tông cốt thép đúc sẵn:

Chiều dài đoạn cọc tính toán: tt c

 Diện tích của cọc: A coc   b h 0,3 0,3 0,09m  2

 Diện tích thép trong cọc: A s 8,04cm 2

 Diện tích bê tông trong cọc:

Sức chịu tải của cọc theo vật liệu:

5.3.2 Xác định sức chịu tải của cọc theo chỉ tiêu cơ lý của đất nền :

Theo TCVN 10304-2014 ta có sức chịu tải của cọc:

 γ c : hệ số điều kiện làm việc của cọc trong đất , γ c =1

 qp : cường độ sức kháng của đất dưới mũi cọc, tra bảng 2 TCVN10304 – 2014; mũi cọc cắm vào lớp cát bụi và độ sâu mũi cọc 24.5m suy ra qp = 4966 kN/m 2

 u : chu vi tiết diện ngang thân cọc, u = 0,34 = 1,2m

 fi : là cường độ sức kháng trung bình của lớp đất thứ “i” trên thân cọc, lấy theo bảng 3 TCVN 10304-2014

 Ab là diện tích cọc tựa lên đất, lấy bằng diện tích tiết diện ngang mũi cọc đặc, Ab 0,30,3 = 0,09 m 2

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

Hệ số điều kiện làm việc của đất dưới mũi cọc (cq) và trên thân cọc (cf) phản ánh ảnh hưởng của phương pháp hạ cọc đến khả năng chống chịu của đất Trong đó, hệ số cq thường bằng 1, thể hiện các điều kiện tiêu chuẩn, giúp đánh giá chính xác hơn về sức kháng của đất tại các vị trí khác nhau của cọc Việc hiểu rõ các hệ số này đóng vai trò quan trọng trong thiết kế và thi công cọc bê tông để đảm bảo kết cấu vững chắc, an toàn cho công trình.

Bảng 5.3: kết quả tính toán sức chịu tải theo cơ lý đất nền

Chiều sâu trung bình của lớp đất (m)

Li (m) Trạng thái Độ sệt IL fi

3a 5.5(5-6) 1 Cát chứa sét lẫn sạn màu đỏ, dẻo 0.08 57 57

8.1(7.2-9) 1.8 Cát chứa sét màu xám xanh, nâu đỏ, dẻo

Cát bụi màu xám vàng, xám trắng, trạng thái xốp đến chặt

5.3.3 Xác đinh sức chịu tải của cọc theo cường độ đất nền :

 Sức chịu tải cực hạn của cọc chịu theo đất nền

 Sức chịu tải cực hạn của cọc do lực chống tại mũi cọc p p b

 A p = 0,09 m 2 : là diện tích ngang của mũi cọc

 q p (cN' c  ' vp N' ) A q  p : Cường độ chịu tải của đất dưới mũi cọc

 c : lực dính của đất dưới mũi cọc, c = 14,25 kN/m 2

  ' vp : ứng suất hữu hiệu theo phương thẳng đứng tại mũi cọc do trọng lượng bản thân

 N’c , N’q : tra theo TCVN 10304-2014 ta được Nc = 9; Nq = 100

 Sức chịu tải cực hạn của cọc do ma sát bên

Công thức cường độ sức kháng trung bình f i tổng quát : f i    k i v,zi tan     a,i c a

 k i  1 sin i hệ số áp lực ngang của lớp đất thứ i

 ca : lực dính giữa thân cọc và đất, với cọc bê tông cốt thép ca = 0,7c

  v,zi ứng suất pháp hiệu quả trung bình theo phương đứng của lớp đất thứ i

  a ,i góc ma sát giữa đất và cọc trong lớp đất thứ i (cọc bêtông chọn    a ,i i )

Bảng 5.4: kết quả tính sức chịu tải cực hạn do ma sát bên

Chiều sâu của lớp đất (m) li

Sức chịu cực hạn theo cường độ đất nền là :

5.3.4 Sức chịu tải của cọc theo thí nghiệm SPT:

Sức chịu tải của cọc theo công thức Nhật Bản(1988) :

Trong đó: qb : cường độ sức kháng của đất dưới mũi cọc , đối với cọc đóng ép Vì mũi cọc nằm trong lớp đất dính nên qb = 300Np

 fsi là cường độ sức kháng của đất trên thân cọc trong lớp rời: fsi = 3,33Nsi

 fci là cường độ sức kháng của đất trên thân cọc trong lớp đất dính: fci = αpfLcui

 cui: lực dính không thoát nước của lớp đất dính thứ i

 Nci: chỉ số SPT trong lớp đất dính thứ i

 Nsi: chỉ số SPT trung bình của lớp đất rời thứ i

 lci chiều dài đoạn cọc nằm trong lớp đất dính thứ i

 lsi chiều dài đoạn cọc nằm trong lớp đất rời thứ i

Bảng 5.5: kết quả tính toán sức chịu tải theo SPT

R q A uf l 0,09 4800 1, 2 874.125 1480.95kN    Để đảm bảo tính an toàn, khả năng chịu lực, cũng như yếu tố kinh tế, chọn giá trị sức chịu tải để tính toán:

  o là hệ số điều kiện làm việc,  o = 1,15 đối với móng nhiều cọc

  n là hệ số tầm quan trọng của công trình,  n = 1 (công trình cấp II)

  k là hệ số tin cậy theo đất nền, phụ thuộc vào số lượng cọc trong móng,  k 1.75

 Ta chọn vị trí móc cẩu sao cho momen gây ra về hai thớ chịu kéo và chịu nén bằng nhau

Hình 5.2 Sơ đồ tính của cọc chịu tải phân bố đều

Trong đó: q là trọng lượng cọc phân bố theo chiều dài cọc q = n.nvt Acbt = 1.5×1.1×0.3×0.3×25 = 3.71 kN/m

 Giả thiết : a = 30mm  chiều cao làm việc h0 = 300-30 = 270mm

 Diện tích cốt thép chịu uốn: As = max s 0

[M]gh = m.Rb.bcọc.h 2 0 = 0.104×17×300×270 2 = 38.66kNm > Mmax

Kết luận: cọc đủ khả năng chịu lực trong khi cẩu lắp

Sơ đồ tính của cọc chịu tải phân bố đều khi dựng cọc:

Hình 5.3: sơ đồ dựng cọc

 Cọc đủ khả năng chịu lực trong khi dựng cọc

 Tính thép làm móc treo:

Lực do 1 nhánh treo chịu khi cẩu lắp : ql 3,71 8

Diện tích thép cho móc:

 = 0.407 cm 2 Chọn thép cho móc: 116, As = 2.01cm 2

Chiều dài đoạn neo: n n bt

THIẾT KẾ MÓNG M1

Bảng 5.6: Phản lực chân cột C11 của móng M1( trích phụ lục 11)

Story Point Load FX FY FZ MX MY MZ

5.4.2 Xác định số lượng cọc bố trí:

 Lực đứng lớn nhất tác dụng lên móng M1: Ntt = 6713.18 kN

 Sơ bộ xác định số cọc như sau: tt coc c,d

 Chọn kích thước đài cọc và bố trí như sau:

 Kích thước đài: Bđ × Lđ × Hđ = 2.4m x 3.3m x 2 m

 Kiểm tra điều kiện độ sâu chôn đài với Hmax tt = 138.71 KN tt o m min d h h 0.7tg(45 ) 2H

 m. hm = 5 m > hmin = 2.544 m  Thỏa điều kiện móng cọc đài thấp

 Tải đứng tác dụng tại đáy đài

 Tính các giá trị pmax(j), pmin(j): y max x max max,min 2 2 coc i i

Ta có Σxi 2 = 6.48 m 2 ,Σyi 2 = 11.475 m 2 , xmax = 0.9 m, ymax = 1.35 m

Pmin = 546.797 (KN) > 0  cọc không bị nhổ

 Xét ảnh hưởng của nhóm cọc:

Hệ số ảnh hưởng của nhóm cọc

        n1 : số hàng cọc trong nhóm, n1 = 3 n2 : số cọc trong một hàng, n2 = 4 d : kích thước đường kính hoặc cạnh cọc s : khoảng cách hai cọc tính từ tim

- Sức chịu tải cho phép của nhóm cọc

→Điều kiện sức chịu tải nhóm cọc thỏa

5.4.3 Kiểm tra ổn định đất nền và độ lún móng :

 Xác định khối móng quy ước :

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

 Chiều dài đoạn mở rộng: tb x Lcoc tan

 Chiều dài, chiều rộng và của đáy khối móng quy ước: qu d

 Kiểm tra áp lực đáy khối móng quy ước:

 Tải trọng tiêu chuẩn tác dụng lên khối móng quy ước tt tc N

 Trọng lượng khối móng quy ước : qu m m f c tb

 Độ lệch tâm theo phương X: tc y x tc qu e M

 Độ lệch tâm theo phương Y: tc x y tc qu e M

 Áp lực tiêu chuẩn ở đáy khối móng quy ước: tc qu y tc x max m m m m

 431.15 kN/m 2 tc qu y tc x min m m m m

 409.884 kN/m 2 tc tc tc tb ( max min) / 2

 Khả năng chịu tải của nền dưới mũi cọc

 ktc: 1.0 - 1.1 (lấy ktc = 1.0, Vì các chỉ tiêu cơ lý được lấy theo số liệu thí nghiệm trực tiếp đối với đất)

Lớp đất cọc tỳ vào là lớp cát chặt vừa có : c = 14.25 kN/m 2

 γ ‘ II = 20.44 kN/m 3 (dung trọng lớp đất tại mũi cọc)

 hi: bề dày lớp đất thứ i

  ' I : Dung trọng của đất từ đáy khối móng quy ước trở lên

Ta có: tc 2 tc 2 max tc 2 min tc 2 tc 2 tb

 Như vậy nền đất dưới khối móng quy ước thỏa điểu kiện về ổn định

 Kiểm tra lún của khối móng quy ước :

 Áp lực bản thân đất nền của đáy khối móng quy ước: σo bt = 279.18 kN/m 2

 Ứng suất gây lún ở đáy khối móng quy ước: σo gl = σtc tb - σo bt = 420.517- 279.18= 141.337 kN/m 2

Chia lớp đất dưới đáy khối móng quy ước thành các lớp có chiều dày hi = 1 m để phân tích ứng suất gây lún Tính toán ứng suất này dựa trên điều kiện dừng lún khi σn_bt ≥ 5σn_gl, đảm bảo độ ổn định của công trình Phương trình liên quan đến các yếu tố như chiều dày lớp đất hi và các chỉ số i, i_b, i_t giúp xác định ứng suất gây lún chính xác Quá trình này giúp đánh giá khả năng chịu lực của nền đất và đảm bảo an toàn cho móng công trình.

       i gl k oi   gl z o  : ứng suất gây lún tại đáy lớp thứ i koi:tra bảng phụ thuộc vào tỉ số qu qu

Bảng 5.7: kết quả tính lún móng M1

 Tại độ sâu cách móng 5 m thì σn bt > 5σn gl

 Độ lún của nền được tính theo công thức: i 4 gl i i i 1 i

 Ta tính được S = 2.03 cm < [Sgh] = 8 cm  Thỏa điều kiện cho phép

Kiểm tra xuyên thủng theo mục 6.2.4.5 TCVN 5574-2012:

Trong đó: F là lực xuyên thủng α =1: lấy với bê tông nặng

Vị trí Z (m) Z/B K0 σibt σigl E σibt/σigl Si kN/m 2 kN/m 2 kN/m 2

Giá trị trung bình của chu vi đáy trên và đáy dưới tháp xuyên thủng hình thành khi bị nén trong phạm vi chiều cao của tiết diện Theo điều kiện đài tuyệt đối cứng, quá trình nén đảm bảo độ ổn định của cấu trúc, giúp duy trì tính liên tục và chịu lực tối ưu của tháp xuyên thủng Việc tính toán chu vi trung bình này rất quan trọng để đảm bảo khả năng chịu lực và độ bền của công trình.

Với h0: chiều cao làm việc của đài cọc

Bd & Ld: chiều rộng và chiều dài đài bc & hc: chiều rộng và chiều dài cột

 Thỏa điều kiện đài tuyệt đối cứng

Vậy, thỏa điều kiện xuyên thủng

5.4.5 Kiểm tra phản lực đầu cọc:

 Đầu tiên ta xuất tầng Base bên mô hình toàn công trình trong phần mềm Etabs sang phần mềm Safe

 Sau đó mô hình đài cọc tại vị trí chân cột hoặc lõi thang máy cần thiết kế

 Trọng tâm của nhóm cọc được đặt trùng với điểm đặt của hợp lực

 Tọa độ trọng tâm của hợp lực được xác định trong phần mềm Etabs ( CGBotX và CGBotY)

 Độ cứng cọc được xác định như sau:

Với S là độ lún của cọc đơn theo kinh nghiệm Theo TCVN 10304-2014 :

Q: tải trọng tác dụng lên cọc

A: diện tích tiết diện ngang của cọc

E: modun đàn hồi của vật liệu

Hình 5.5: Phản lực đầu cọc móng M1

Pmin = 570.516 KN > 0 →Cọc không bị nhổ

 Chọn a0 = 150mm ( cọc đóng ép, ngàm vào đài) → h0 = 2000-150 = 1850mm

Hình 5.6: Momen đài móng M1 theo phương X

Hình 5.7: Momen đài móng M1 theo phương Y

Bảng 5.8: kết quả tính thép đài móng M1

THIẾT KẾ MÓNG M2

5.5.1 Phản lực chân cột C37 và C38:

Bảng 5.9: Phản lực chân cột C37 móng M2 (trích phụ lục 12)

Bảng 5.10: Phản lực chân cột C38 móng M2( trích phụ lục 13)

5.5.2 Xác định số lượng cọc bố trí:

 Tổng lực đứng tác dụng lên móng M2: Ntt = 6175.36 + 3174.5 = 12349.86 kN

 Tổng momen theo phương x : Mx = 72.585+72.626 = 145.211 kN.m

 Tổng momen theo phương y : My = 60.081+70.293 = 130.374 kN.m

 Sơ bộ xác định số cọc như sau: tt coc tk

 Kích thước đài: Bđ × Lđ × Hđ = 3.3 m x 4.2 m x 2 m

 Tải đứng tác dụng tại đáy đài

 Tính các giá trị pmax(j), pmin(j): y max x max max,min 2 2 coc i i

Ta có Σxi 2 = 9.72 m 2 ,Σyi 2 = 42.525 m 2 , xmax = 0.9 m, ymax = 2.25 m

Pmin = 621.882 (KN) > 0  cọc không bị nhổ

 Xét ảnh hưởng của nhóm cọc:

Tương tự móng M1, ta tính được  0.683

 Điều kiện sức chịu tải nhóm cọc thỏa

 Xác định khối móng quy ước :

Chiều dài, chiều rộng và của đáy khối móng quy ước: qu d

Tương tự móng M1, ta tính được: tc qu y tc x max m m m m

 Khả năng chịu tải của nền dưới mũi cọc tc 1 2 qu ' II m ' I tc m m

Bảng 5.11 : kết quả tính lún móng M2

Tại độ sâu cách móng 6m thì σn bt > 5σn gl

Vị trí Z (m) Z/B K0 σibt σigl E σibt/σigl Si kN/m 2 kN/m 2 kN/m 2

S = 2.7cm < [Sgh] = 8 cm  Thỏa điều kiện cho phép

Tương tự đài móng M1, đài móng M2 thỏa điều kiện đài tuyệt đối cứng Vậy, thỏa điều kiện xuyên thủng

5.5.5 Kiểm tra phản lực đầu cọc:

 Độ cứng cọc được xác định như sau:

Pmax = 607.637 KN < Qtk = 973 KN Pmin = 598.884KN > 0 → thỏa cọc không bị nhổ

Hình 5.10: Momen của đài móng M2 theo phương X

Hình 5.11: Momen của móng M2 theo phương Y

THIẾT KẾ MÓNG LÕI THANG MÁY

Bảng 5.13: phản lực chân vách lõi thang máy (trích phụ lục 14)

HAM P1 COMB2 Bottom -27766.8 2073.04 114.87 -227.897 48707.46 HAM P1 COMB4 Bottom -29309 1.12 2350.48 17863.18 15.446 HAM P1 COMB4 Bottom -32083.2 0.1 1560.44 26709.34 18.029 HAM P1 COMB2 Bottom -33625.5 1283.7 11.48 -1939.45 56507.92

5.6.2 Xác định số lượng cọc và bố trí:

 Tổng lực đứng tác dụng lên móng lõi thang: Ntt = 41574 kN

Hình 5.12: Mặt bằng móng lõi thang máy

 Kích thước đài: Bđ × Lđ × Hđ = 4.2 m × 8.7 m × 2 m

Xác định khối móng quy ước: qu d

 Áp lực tiêu chuẩn ở đáy khối móng quy ước: tc tc tc qu y tc x max qu qu x y

 1061.203 kN/m 2 tc tc tc qu y tc x min qu qu x y

 Khả năng chịu tải của nền dưới mũi cọc: tc 1 2 m ' II m ' I tc m m

Bảng 5.14: kết quả tính lún móngM3

Vị trí Z (m) Z/B K0 σibt σigl E ibt/σigl Si kN/m 2 kN/m 2 kN/m 2

Tại độ sâu cách đáy móng 8 m thì σn bt > 5σn gl

Ta tính được S = 5.6 cm < [Sgh] = 8 cm  Thỏa điều kiện cho phép

5.6.4 Kiểm tra phản lực đầu cọc: Độ cứng cọc được xác định như sau:

 Pmin = 800.15 > 0 → Cọc không bị nhổ.

Tính toán đài cọc: 109 CHƯƠNG 6: THIẾT KẾ MÓNG CẦN TRỤC THÁP

Hình 5.14: Momen theo phương X của đài móng M3

Hình 5.15: Momen theo phương Y của đài móng M3

CHƯƠNG 6: THIẾT KẾ MÓNG CẦN TRỤC THÁP

THÔNG SỐ KỸ THUẬT

Chọn cần trục tháp số hiệu HPCT 6516 của Công ty TNHH thiết bị phụ tùng Hòa Phát, có các thông số sau:

 Tải max = 8(T) ứng với tầm với nhỏ nhất = 13.8(m)

 Tải min = 1.8(T) ứng với tầm với lớn nhất = 30(m)

Hình 6.1: Cấu tạo cần trục tháp

1 Móng cần trục tháp 2 Tháp

3 Lồng lắp dựng 4 Đối trọng

5 Cơ cấu nâng vật 6.Cần mang đối trọng

7 Neo cần mang đối trọng 8 Đỉnh tháp

9 Cụm cơ cấu quay 10.Ca bin điều khiển

11 Cơ cấu di chuyển xe con 12 Neo cần trong

Vị trí đặt cần trục tháp

Vị trí đặt cần trục tháp cần được xác định hợp lý để bao quát toàn bộ công trình, đảm bảo tầm với và sức cẩu phù hợp cho các hoạt động thi công nền móng và phần trên mặt đất Đồng thời, cần tính đến dự trữ tầm với và khả năng cẩu dự phòng nhằm nâng cao hiệu quả công việc Việc thiết kế đường đi vòng thuận tiện cho ô tô và cần cẩu bổ trợ vào hiện trường là yếu tố quan trọng Vị trí cũng phải gần cầu dao điện để thuận tiện trong kết nối và vận hành Ngoài ra, cần đảm bảo có không gian đủ rộng để tháo dỡ cẩu và vận chuyển phụ kiện ra khỏi công trường một cách dễ dàng, an toàn.

Tải trọng tác dụng lên cần trục tháp

Trọng lượng đối trọng: Gđt = 10.1(T); Rđt = 12.6(m)

Trọng lượng cần mang đối trọng: Gcđt = 3.7(T); Rcđt = 6.3(m)

Trọng lượng thiết bị : Gtb = 1.660(T); Rtb = 0(m)

Trọng lượng đỉnh tháp : Gđ = 5.665(T); Rđ = 0(m)

PCCC CABINET WATER ENGINEERING ROOM GARBAGE PCCC CABINET

Trọng lượng ca bin : Gcb = 0.25(T), Rcb = 1.25(m)

Trọng lượng xe con : Gxe = 0.59(T); Rx = 30(m)

Trọng lượng tay cần: GC = 5.3(T); RC = 15(m)

Trọng lượng tháp là giống nhau và có trọng lượng mỗi đốt Go = 0.735(T)

6.3.2 Tải trọng của vật nâng: Ở trạng thái làm việc, Q = 8(T) ứng với tầm với nhỏ nhất = 13.8(m)

G Q Q   Trong đó: ψ = 1 + ξv là hệ số động, phát sinh do tải trọng làm việc ξ = 0.3 đối với cần trục tháp(Mục 2.1.2.2.1 TCVN4244-2005) v = 0.5(m/s): vận tốc nâng

6.3.3 Lực quán tính do phanh xe con:

Trong đó: t = 2(s) là thời gian phanh hãm cơ cấu v = 0.5(m/s) vận tốc di chuyển xe con

6.3.4 Lực tiếp tuyến khi quay cần:

Trong đó: GC = 5.3(T) là trọng lượng cần ω =0.6(v/ph) là tốc độ quay của cần

6.3.5 Tải trọng gió theo TCVN 4244 - 2005:

Mục 2.1.2.4.1 quy định tải trọng gió tác động lên cần trục tháp như sau: Áp lực gió cho phép cần trục tháp làm việc tương ứng với tốc độ gió 28m/s là: qgI = 500N/m 2 Áp lực gió không cho phép cần trục tháp làm việc, tương ứng với tốc độ gió 42m/s là: qgII = 1300N/m 2

 Gió phân bố trên 1m chiều dài tháp:

 Gió tác dụng lên vật nâng (chỉ tính cho trường hợp áp lực gió qgI):

 Gió tác dụng lên đối trọng: dt 2 500 1.225 1225( ) gđtI gI

Gió tác dụng lên cabin:

Cr = 1.225 là hệ số hình dáng của bộ phận kết cấu đang xét theo hướng gió η = 0.59 là hệ số chắn gió.

Các trường hợp tải tại đỉnh cần trục

 Lực thẳng đứng: N G dt G cdt G tb G d G cb G xe G Q G C G T

C C xe xe Q Q cb cb tb tb dt dt cdt cdt gQ gQ gdt gdt gcb gcb

 Lực ngang: gQ gdt gcb qt

Theo TCVN 4244 – 2005 có các trường hợp tải trọng như sau:

Trong trường hợp cần trục tháp làm việc không có gió, các tải trọng được xác định gồm tải trọng bản thân cần trục và tải trọng phát sinh từ tải trọng làm việc, trong đó tải trọng làm việc được nhân với hệ số động ψ để phản ánh tác động của chuyển động Tất cả các tải trọng này đều được nhân với hệ số khuếch đại γc = 1.05 để đảm nhận các yếu tố an toàn theo quy định, đảm bảo tính ổn định và an toàn cho cần trục tháp trong quá trình hoạt động.

Trong trường hợp 2, cần trục tháp hoạt động khi gió ở mức giới hạn cho phép, đảm bảo an toàn và ổn định của công trình Điều này bao gồm các tải trọng đã xác định trong trường hợp 1, đồng thời bổ sung thêm tải trọng gió trong phạm vi an toàn cho phép để đảm bảo hiệu quả làm việc của cần trục tháp.

 Trường hợp 3: tải trọng bất thường, cần trục tháp không làm việc chịu tác động của tải trọng gió mạnh nhất

Bảng 6.1: Bảng các trường hợp tải tác dụng tại đỉnh cần trục Thành phần tải trọng Trường hợp I Trường hợp II Trường hợp III

Mô hình thân cần trục bằng phần mềm Etabs, rồi dùng phản lực tại chân tháp đi tính móng cho cần trục tháp Tiết diện các thanh:

Hình 6.3: mô hình thân cẩu tháp

THIẾT KẾ MÓNG CHO CẨU THÁP

6.5.1 Phản lực chân cẩu tháp:

Bảng 6.2: phản lực chân cẩu tháp (trích phụ lục 15)

Summation 0, 0, Base TH1 0.3 0 591.65 496.987 -496.54 -0.249 Summation 0, 0, Base TH2 -1.86 0 591.66 496.995 -491.28 1.56 Summation 0, 0, Base TH3 -4.61 0 525.64 441.539 -429.2 3.874

6.6.2 Xác định số lượng cọc và bố trí:

 Tổng lực đứng tác dụng lên móng cẩu tháp: Ntt = 591.66 kN

Hình 6.4: Mặt bằng móng cẩu tháp

 Kích thước đài: Bđ × Lđ × Hđ = 1.8 m × 1.8 m × 2 m

Xác định khối móng quy ước: qu d

 Tải trọng tiêu chuẩn tác dụng lên khối móng quy ước tt tc N

 Trọng lượng khối móng quy ước : qu m m f c tb

 Độ lệch tâm theo phương X: tc y x tc qu e M

 Độ lệch tâm theo phương Y: tc x y tc qu e M

 Áp lực tiêu chuẩn ở đáy khối móng quy ước: tc qu y tc x max m m m m

 Khả năng chịu tải của nền dưới mũi cọc: tc 1 2 m ' II m ' I tc m m

 Kiểm tra lún của khối móng quy ước : Ứng suất gây lún ở đáy khối móng quy ước: σo gl = σtc tb - σo bt = 294.568 – 279.18 = 15.388 kN/m 2

Móng tắt lún ở vị trí mũi cọc

6.6.4 Kiểm tra phản lực đầu cọc: Độ cứng cọc được xác định như sau:

Hình 6.5: Phản lực đầu cọc TH1 móng cẩu tháp

 Pmin = 147.726 > 0 → Cọc không bị nhổ

 Pmin = 145.533 > 0 → Cọc không bị nhổ

 Pmin = 126.271 > 0 → Cọc không bị nhổ.

TÍNH TOÁN THÉP ĐÀI CỌC

Hình 6.8: Momen theo phương X của đài móng cần trục tháp

Hình 6.9: Momen theo phương Y của đài móng cần trục tháp

Momen phương x và phương y quá nhỏ nên chọn thép cho 2 phương là thép cấu taọ Φ12a200.

TÍNH TOÁN BU-LÔNG NEO CHÂN CẦN TRỤC THÁP

Nội lực tính toán bu-lông:

Bảng 0.1: Nội lực tính toán bu-lông

Tính toán bu lông neo chân cần trục tháp chịu cắt ép mặt và chịu kéo

Với nội lực đã có tại chân cần trục tháp, lực cắt ngang quá nhỏ nên ta chỉ tính toán bu-lông chịu kéo

Chọn bu-lông neo loại I làm từ vật liệu thép CT38 với đường kính 24mm, có diện tích tiết diện tính toán A = 3.59cm², phù hợp cho các kết cấu yêu cầu chịu lực cao Bu-lông có cường độ chịu kéo ftb = 150N/mm² theo bảng phụ lục 2 của sách "Thiết kế khung thép nhà công nghiệp một tầng, một nhịp" của TS Phạm Minh Hà Việc lựa chọn bu-lông neo đúng loại và vật liệu đảm bảo độ bền, an toàn và ổn định cho công trình xây dựng.

Hình 0.1: Cấu tạo bu-lông neo

Tổng lực kéo lớn nhất trong thân các bu-lông neo ở một phía chân cột:

Với Lb = 0.225(m) là khoảng cách giữa 2 dãy bu-lông neo ở 2 biên bản đế

 Bu-lông đủ khả năng chịu kéo

Hình 6.11: Tính toán bu-lông neo

Tiêu đề	Thiết Kế Chung Cư Đại Phú
Tác giả	Cao Lê Minh Trung
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	2017
Thành phố	Tp. Hồ Chí Minh

Định dạng
Số trang	140
Dung lượng	6,99 MB