Thiết kế chung cư đại phú

GIỚI THIỆU VỀ CÔNG TRÌNH

Mục đích xây dựng công trình

Để phát triển mạnh mẽ trong các lĩnh vực kinh tế xã hội, một quốc gia cần có cơ sở hạ tầng vững chắc, tạo điều kiện thuận lợi cho người dân Đối với Việt Nam, một quốc gia đang phát triển và khẳng định vị thế quốc tế, việc cải thiện an sinh và nhu cầu làm việc cho người dân là rất quan trọng Trong đó, nhu cầu về nơi ở là một trong những yếu tố cấp thiết hàng đầu.

Trước sự phát triển nhanh chóng của dân số, nhu cầu mua đất để xây dựng nhà ở ngày càng tăng, trong khi quỹ đất tại Thành phố lại hạn chế, dẫn đến giá đất tăng cao Điều này khiến nhiều người dân gặp khó khăn trong việc sở hữu đất xây dựng Giải pháp hợp lý để giải quyết vấn đề này là xây dựng các chung cư cao tầng và phát triển quy hoạch khu dân cư ra các quận, khu vực ngoại ô của Thành phố.

Sự phát triển của các nhà cao tầng đã đóng góp tích cực vào ngành xây dựng, giúp tiếp thu và áp dụng các kỹ thuật hiện đại cùng công nghệ mới trong tính toán, thi công và xử lý thực tế, đồng thời cải tiến các phương pháp thi công từ nước ngoài.

Khu Đô Thị ĐẠI PHÚ được thiết kế và xây dựng nhằm đáp ứng các nhu cầu sống hiện đại, với các tòa nhà cao tầng tiện nghi và cảnh quan đẹp Đây là một không gian lý tưởng cho sinh sống, giải trí và làm việc, mang đến chất lượng sống cao cho cư dân.

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 tọa lạc tại vị trí chiến lược giữa Sài Gòn, Bình Dương và Biên Hòa, tiếp giáp với quận 9, Thủ Đức và Đồng Nai, cùng với vành đai Đại học Quốc Gia TP.Hồ Chí Minh, mang lại sự thuận lợi tối đa cho việc di chuyển.

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

Khu đô thị Đại Phú là một dự án quy mô lớn với 10 tòa nhà cao từ 18 đến 25 tầng, đi kèm với khu phức hợp thể thao, khu mua sắm cao cấp và bãi đậu xe tiện lợi.

 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 có bề mặt phẳng và không có công trình cũ hay công trình ngầm, tạo điều kiện thuận lợi cho thi công và bố trí tổng bình đồ.

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 2: Văn phòng

Tầng 3  tầng sân thượng: căn hộ

GIẢI PHÁP KIẾN TRÚC CÔNG TRÌNH

Giải pháp mặt bằng

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

Tầng hầm có độ sâu 2.000m, phục vụ cho sự kết hợp giữa trung tâm thương mại và căn hộ cao cấp Lưu lượng xe cộ vào hầm khá đông, do đó việc bố trí ram dốc hợp lý là cần thiết để đảm bảo thông thoáng lối đi và thuận tiện trong việc quản lý công trình.

Hệ thống thang máy và thang bộ thoát hiểm được đặt tại khu vực trung tâm tầng hầm, vừa đảm bảo tính kết cấu vững chắc, vừa dễ dàng nhận diện khi vào tầng hầm Đồng thời, hệ thống phòng cháy chữa cháy cũng được bố trí hợp lý trong khu vực thang bộ, giúp dễ dàng tiếp cận trong trường hợp khẩn cấp.

Tầng điển hình từ tầng 3 đến sân thượng được thiết kế với 7 căn hộ, có diện tích từ 45.13 m² đến 92.6 m², phục vụ nhu cầu của người dân Giếng trời được bố trí để tăng cường thông thoáng và ánh sáng tự nhiên cho không gian sống, trong khi hành lang đạt tiêu chuẩn tối thiểu 2.2m Sân thượng được sử dụng làm khu vực tập thể dục và nghỉ ngơi, với hành lang an toàn được xây dựng xung quanh Hệ thống thoát nước trên sân thượng cũng được thiết kế hợp lý để đảm bảo hiệu quả sử dụng.

Giải pháp mặt bằng của công trình đã đáp ứng hiệu quả các yêu cầu về công năng, đồng thời đảm bảo bố trí kết cấu một cách hợp lý.

Giải pháp mặt cắt và cấu tạo: 8

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

Giải pháp mặt đứng & hình khối: 8

Công trình chung cư cao cấp kết hợp trung tâm thương mại sở hữu kiến trúc hiện đại với hình khối vững chãi, tạo cảm giác bề thế Thiết kế với các nét ngang và thẳng đứng kết hợp cùng vật liệu mới như đá Granite và mảng kiếng dày màu xanh, mang đến vẻ sang trọng và đẳng cấp cho công trình.

LỚP BÊ TÔNG CỐT THÉPLỚP VỮA TRÁT TRẦNLỚP VỮA LÓT

Công trình được thiết kế dưới dạng khối hình hộp chữ nhật, phù hợp với hình dạng khu đất và tiếp giáp với ba mặt công trình có sẵn cùng một mặt tiền Kiến trúc của công trình kết hợp hài hòa giữa phong cách cổ điển và hiện đại, thể hiện sự tự do và phóng khoáng.

Giải pháp giao thông công trình:

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

Giao thông đứng giữa các tầng trong tòa nhà được đảm bảo bởi cầu thang bộ và thang máy Hành lang ở mỗi tầng kết nối với cầu thang, tạo ra các nút giao thông thuận tiện, thông thoáng cho người đi lại và đảm bảo an toàn thoát hiểm trong trường hợp xảy ra sự cố như cháy nổ.

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 bê tông cốt thép trên sân thượng được sử dụng để lưu trữ nước, cung cấp nước cho các tầng trong tòa nhà và phục vụ cho công tác cứu hỏa.

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 cung cấp từ mạng điện sinh hoạt thành phố với điện áp 3 pha xoay chiều 380v/220v và tần số 50Hz, đảm bảo nguồn điện ổn định Thiết kế hệ thống điện tuân thủ tiêu chuẩn Việt Nam cho công trình dân dụng, giúp việc bảo trì, sửa chữa và sử dụng trở nên an toàn và tiết kiệm năng lượng.

Dung tích bể chứa nước được xác định dựa trên số lượng người sử dụng và nhu cầu dự trữ nước trong trường hợp mất điện hoặc chữa cháy Nước từ bể chứa sẽ được dẫn xuống các khu vệ sinh, đáp ứng nhu cầu sinh hoạt cho mỗi tầng thông qua hệ thống ống thép tráng kẽm được lắp đặt trong các hộp kỹ thuật.

Hệ thống thoát nước mưa giúp dẫn nước mưa từ mái xuống dưới qua các ống nhựa được lắp đặt ở những vị trí thu nước hiệu quả Nước mưa sẽ chảy qua ống dẫn và rãnh thu nước quanh nhà, sau đó được kết nối với hệ thống thoát nước chung của thành phố.

Nước thải sinh hoạt từ khu vệ sinh được dẫn xuống bể tự hoại để làm sạch, sau đó được chuyển vào hệ thống thoát nước chung của thành phố.

Công trình được quy hoạch trên đường một chiều với lưu lượng xe qua lại ít, xung quanh được trồng hệ thống cây xanh giúp dẫn gió, che nắng và chắn bụi, từ đó tạo ra không khí trong lành và thoáng mát, góp phần cải thiện môi trường sống.

Thiết kế của công trình bao gồm hệ thống cửa sổ, cửa đi và ô thoáng, giúp lưu thông không khí hiệu quả giữa bên trong và bên ngoài Điều này đảm bảo môi trường không khí luôn thoải mái và trong sạch cho người sử dụng.

Kết hợp ánh sáng tự nhiên và chiếu sáng nhân tạo

Chiếu sáng tự nhiên là yếu tố quan trọng trong thiết kế không gian sống, với các phòng được trang bị hệ thống cửa nhằm tối ưu hóa ánh sáng từ bên ngoài Sự kết hợp giữa ánh sáng tự nhiên và ánh sáng nhân tạo đảm bảo mang lại độ sáng đầy đủ cho mỗi phòng.

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:

Tại mỗi tầng và tại các nút giao thông giữa hành lang và cầu thang, hệ thống hộp họng cứu hỏa được thiết kế nối với nguồn nước chữa cháy Mỗi tầng đều có biển chỉ dẫn về phòng và chữa cháy Ngoài ra, mỗi tầng được trang bị 4 bình cứu hỏa CO2MFZ4 (4kg), được chia thành 2 hộp đặt ở hai bên khu vực phòng ở.

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 thu gom từ các tầng thông qua hệ thống kho thoát rác, với gian chứa rác ở tầng hầm Hệ thống này được thiết kế để đưa rác thải ra ngoài hàng ngày, đảm bảo vệ sinh và tiện lợi cho việc quản lý rác.

VẬT LIỆU SỬ DỤNG

Bê tông cho thiết kế sàn và cầu thang được sử dụng với cấp độ bền B20, trong khi khung và móng được thiết kế với cấp độ bền B30 Các thông số tính toán cho các loại bê tông này được xác định để đảm bảo độ bền và an toàn cho công trình.

Cường độ tính toán chịu nén: R b = 17 MPa Cường độ tính toán chịu kéo: R bt = 1.2 MPa

Mô đun đàn hồi: E b = 32500 MPa

Cường độ tính toán chịu nén: R b = 11.5 MPa Cường độ tính toán chịu kéo: R bt = 0.9 MPa

Mô đun đàn hồi: E b = 27000 MPa

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

Cường độ tính toán chịu nén: R sc = 225 MPa Cường độ tính toán chịu kéo: R s = 225 MPa

Cường độ tính toán cốt ngang: R sw = 175 MPa

Mô đun đàn hồi: E s = 210000 MPa

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

Cường độ tính toán chịu nén: R sc = 280 MPa Cường độ tính toán chịu kéo: R s = 280 Mpa Cường độ tính toán cốt ngang: R sw = 225 MPa

Mô đun đàn hồi: E s = 210000 Mpa

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

Cường độ tính toán chịu nén: R sc = 365 MPa Cường độ tính toán chịu kéo: R s = 365 Mpa Cường độ tính toán cốt ngang: R sw = 290 MPa

Mô đun đàn hồi: E s = 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 = l 1 : chiều dài cạnh ngắn m = 30 – 35 đối với bản dầm và l là nhịp của bản h min = 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

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 h t : 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    9.6 kN 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 n vt Hoạt tải tiêu 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

Sử dụng kết quả phân tích lực từ phần mềm SAFE kết hợp với bảng tính Excel tự lập và lập trình VBA để thiết kế và tính toán hiệu quả.

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

Khi đánh giá sự làm việc dài hạn của kết cấu bê tông cốt thép (BTCT), cần xem xét các yếu tố như biến dạng và co ngót, cũng như tác động lâu dài của các loại tải trọng Theo tiêu chuẩn TCXDVN 356-2005, độ võng toàn phần f được xác định bằng công thức: f = f1 - f2 + f3.

 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

Theo Eurocode 2, việc tính toán có thể thực hiện dựa trên nhiều tiêu chuẩn khác nhau, đặc biệt trong điều kiện Việt Nam với các yếu tố như thời gian dài hạn, nhiệt độ và độ ẩm môi trường Kết quả tính toán cho thấy: CR = 1.7 và SH = 0.0003.

 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: f max = 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: h b = 160mm

 Chọn chiều rộng bậc thang: l b = 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:

  (L 0 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 g tt (daN/m 2 )

Bảng 3.5: Tĩnh tải bậc thang gạch:

Hệ số tin cậy (l b +h b )/l b 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

→ 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

Hình 3.8: Biểu đồ bao lực cắt

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: M max = 41.28 kN.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 α m 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:

→ Q sw > Q max thỏa điều kiện về độ bền s s wl b nE A 2 210000 28.3

→ Q bt > Q max 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:W tc = W o × k × c Trong đó:

Giá trị áp lực gió W o được xác định theo bản đồ phân vùng phụ lục D và điều 6.4 TCVN 2737: 1995 Công trình xây dựng tại Tp Hồ Chí Minh nằm trong khu vực II-A, với ảnh hưởng của gió bão được đánh giá là yếu, nên W o 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 bằng cách tính tải trọng gió tĩnh, quy về thành lực tập trung tại các cao trình sàn Lực tập trung này được đặt tại tâm cứng của mỗi tầng, trong đó W tcx là lực gió tiêu chuẩn theo phương X và W tcy là lực gió tiêu chuẩn theo phương Y Lực gió được tính bằng áp lực gió nhân với diện tích đón gió.

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

Với chiều cao 65.35 m, công trình vượt quá 40 m, do đó cần xem xét thành phần động của tải gió Để xác định thành phần động này, việc tính toán tần số dao động riêng của công trình là rất quan trọng.

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 kết cấu, tải trọng từ các lớp cấu tạo sàn, và hoạt tải phân bố đều trên bề mặt 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 xác định tần số dao động riêng của công trình nhiều tầng là một quá trình phức tạp, vì vậy cần sử dụng phần mềm chuyên ngành để hỗ trợ Phần mềm ETABS là công cụ hiệu quả để thực hiện các tính toán này.

Theo TCXD 229: 1999, để tính toán thành phần động của tải trọng gió, chỉ cần xem xét dạng dao động đầu tiên với tần số dao động riêng cơ bản thứ s, thỏa mãn bất đẳng thức: s L s 1 f < f < f s +.

Theo bảng 2 TCXD 229:1999, đối với kết cấu bê tông cốt thép, giá trị f L được xác định là 1.1 Hz khi δ = 0.3 trong vùng gió I Cột và vách được kết nối với móng bằng phương pháp ngàm.

Để tính toán gió động của công trình, cần xem xét hai phương X và Y, trong đó chỉ tập trung vào phương có chuyển vị lớn hơn Quy trình tính toán thành phần động của gió bao gồm một số bước cụ thể.

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 f L (1/s) Dao động Ghi chú

Nhận xét: Tần số dao động riêng: f 3 < f L = 1.1Hz < f 4 Vì vậy, theo điều 4.3 TCXD

Để tính toán thành phần động của gió trong năm 1999, cần xem xét tác động của cả xung vận tốc gió và lực quán tính của công trình, tương ứng với ba dạng dao động đầu tiên Tuy nhiên, do dạng dao động thứ hai là xoắn, nên sẽ không được đưa vào tính toán.

Để xác định giá trị tiêu chuẩn thành phần tĩnh của áp lực gió lên các phần tính toán của công trình, cần tính toán giá trị W j ở độ cao z j so với mốc tại mặt đất theo công thức quy định.

 W 0 : giá trị áp lực gió tiêu chuẩn Công trình xây dựng tại Dĩ An Bình Dương thuộc vùng I-A: W o = 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

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

Bước 3: Xác định thành phần động của tải trọng gió tác động lên công trình là rất quan trọng Giá trị tiêu chuẩn của thành phần động này, liên quan đến phần thứ j và dạng dao động thứ i, được xác định thông qua công thức cụ thể.

 W P(ij) : lực, đơn vị tính toán kN

 M j : 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 M j : 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

 f i : Tần số dao động riêng thứ i

 W o : 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

 y ji : dịch chuyển ngang tỉ đối của trọng tâm phần công trình thứ j ứng với dạng dao động riêng thứ i

 W Fj: giá trị tiêu chuẩn thành phần động của tải trọng gió tác dụng lên phần thứ j của công trình:

 W j : giá trị tiêu chuẩn thành phần tĩnh của gió (kN/m 2 )

 S j : diện tích đón gió phần công trình thứ j (m 2 )

Hệ số tương quan không gian áp lực động của tải trọng gió đối với các dạng dao động khác nhau của công trình là một yếu tố quan trọng trong tính toán Đối với dạng dao động thứ nhất, hệ số này được ký hiệu là  1, trong khi đối với các dạng dao động còn lại, hệ số được lấy bằng 1.

Giá trị  1 theo bảng 10, TCVN 2737:1995 phụ thuộc vào hai tham số ρ và χ Để xác định hai thông số này, bạn cần tham khảo bảng 11, TCVN 2737:1995, với a và b được xác định như hình minh họa (mặt màu đen là 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

X di là hiện tượng moment uốn (xoắn), lực cắt, lực dọc, hoặc chuyển vị xảy ra do tác động của thành phần động của tải trọng gió khi hệ thống dao động ở dạng thứ i, trong đó chúng ta xem xét tải thành phần 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 T 1 (y) = 2.8645s, T 2 (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 a gR 0.6504

Hệ số tầm quan trọng γ 1 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 S d (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

→ f/H = 0.04638 / 65.35 = 0.000709 < 0.0013 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 R b.

 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 A s đạt đến cường độ chịu kéo tính toán R s

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

Để thuận tiện cho việc tính toán cốt thép cho dầm, chúng tôi đã phát triển một chương trình tính toán bằng lập trình VBA, sử dụng dữ liệu được xuất từ mô hình ETABS.

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

 à min : tỷ lệ cốt thộp tối thiểu, thường lấy: à min = 0.05% à max : 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 M x , M y độ lệch tâm ngẫu nhiên e ax và e ay 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 N cr có thể xác định theo công thức gần đúng:

Tùy theo tương quan giữa M x1 và M y1 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 = C y và h = C x

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

 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    1 Khi 14    104 tính  theo công thức sau:

Diện tích của toàn bộ cốt thép A st 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 A st 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 dữ liệu dưới đây thể hiện các thông số quan trọng từ các tổ hợp khác nhau COMB17 có giá trị -964.01 với các chỉ số từ -32.841 đến -28.893 Các tổ hợp LAU từ 1 đến 14, với giá trị giảm dần từ -5585.3 đến -1356.2, cho thấy sự biến động trong các chỉ số khác nhau như -14.391, -35.767 và -39.173 Tổ hợp TRET có giá trị -6116.3, trong khi HAM đạt -6471.1, cho thấy sự giảm sút rõ rệt Tổ hợp MAI với COMB1 ghi nhận giá trị -263.01, phản ánh sự khác biệt so với các tổ hợp còn lại Các chỉ số này là rất quan trọng để phân tích hiệu suất và xu hướng trong nghiên cứu.

Dưới đây là dữ liệu về các tổ hợp C12, bao gồm thông tin về giá trị, chỉ số và các thông số kỹ thuật Các tổ hợp như THUONG C12 COMB3, LAU 16 C12 COMB11, và LAU 1 C12 COMB8 cho thấy sự biến động về giá trị, với các chỉ số như -772.95, -1080.3, và -5585.8 Các chỉ số khác như 3.5, 45, 30, và 4 cũng được ghi nhận, cho thấy cấu trúc tổ hợp có sự thay đổi theo từng loại Các tổ hợp này đều có điểm số khác nhau, từ -5987.8 đến -6436.8, với các thông số bổ sung như 10.18, 0.83, và 2.15, phản ánh độ chính xác và hiệu suất của từng tổ hợp.

THUONG C43 COMB10 -174.06 88.083 333.178 3.5 50 35 5 70.74 4.49 16 ứ25 78.54 4.99 LAU 16 C43 COMB10 -442.27 83.023 296.505 3.5 50 35 5 52.95 3.36 16 ứ25 78.54 4.99 LAU 15 C43 COMB10 -704.88 83.655 297.914 3.5 50 35 5 45.22 2.87 12 ứ22 45.62 2.9 LAU 14 C43 COMB10 -965.93 84.213 293.708 3.5 50 35 5 38.51 2.45 12 ứ22 45.62 2.9 LAU 13 C43 COMB10 -1226.1 84.19 288.126 3.5 50 35 5 33.42 2.12 12 ứ22 45.62 2.9 LAU 12 C43 COMB10 -1486.2 83.258 283.411 3.5 55 40 5 18.5 0.93 12 ứ18 30.54 1.53 LAU 11 C43 COMB10 -1747 81.417 257.156 3.5 55 40 5 11.96 0.6 12 ứ18 30.54 1.53

LAU 10 C43 COMB10 -2012.3 86.295 294.186 3.5 55 40 5 89.15 4.46 16 ứ25 78.54 3.93 LAU 9 C43 COMB10 -2281.3 82.287 278.478 3.5 55 40 5 82.54 4.13 16 ứ25 78.54 3.93 LAU 8 C43 COMB10 -2555.5 76.736 249.704 3.5 55 40 5 19.04 0.95 12 ứ18 30.54 1.53 LAU 7 C43 COMB10 -2837.6 76.411 271.536 3.5 55 40 5 27.35 1.37 12 ứ18 30.54 1.53 LAU 6 C43 COMB10 -3127.2 67.895 250.346 3.5 55 40 5 23.94 1.2 12 ứ18 30.54 1.53 LAU 5 C43 COMB10 -3423.7 55.907 207.937 3.5 55 40 5 20.31 1.02 12 ứ18 30.54 1.53 LAU 4 C43 COMB8 -3979.6 89.085 165.104 3.5 60 40 5 18.9 0.86 12 ứ22 45.62 2.07 LAU 3 C43 COMB7 -4636.9 -40.384 47.865 3.5 60 40 5 29.41 1.4 12 ứ22 45.62 2.17 LAU 2 C43 COMB7 -5039.4 -52.921 43.685 4 60 40 5 43.34 2.06 12 ứ22 45.62 2.17 LAU 1 C43 COMB7 -5443.2 -69.507 47.36 4 70 40 5 37.22 1.52 12 ứ25 58.9 2.4 TRET C43 COMB7 -5849.3 -58.879 8.198 3.35 70 40 5 48.41 1.98 12 ứ25 58.9 2.4 HAM C43 COMB7 -6251.6 -26.696 -30.593 1 70 40 5 58.44 2.39 12 ứ25 58.9 2.4 SAN

THUONG C44 COMB12 -174.13 87.863 -294.87 3.5 50 35 5 64.13 4.07 16 ứ25 78.54 4.99 LAU 16 C44 COMB12 -442.36 82.817 -261.716 3.5 50 35 5 46.94 2.98 16 ứ25 78.54 4.99 LAU 15 C44 COMB12 -705.01 83.443 -261.337 3.5 50 35 5 38.91 2.47 12 ứ20 37.7 2.39 LAU 14 C44 COMB12 -966.08 83.996 -255.79 3.5 50 35 5 31.97 2.03 12 ứ20 37.7 2.39 LAU 13 C44 COMB12 -1226.3 83.964 -248.794 3.5 50 35 5 26.64 1.69 12 ứ20 37.7 2.39 LAU 12 C44 COMB12 -1486.4 83.021 -242.441 3.5 55 35 5 16.85 0.96 12 ứ18 30.54 1.75 LAU 11 C44 COMB12 -1747.2 81.168 -217.448 3.5 55 35 5 70.25 4.01 16 ứ25 78.54 4.49 LAU 10 C44 COMB12 -2012.4 86.018 -246.038 3.5 55 35 5 80.21 4.58 16 ứ25 78.54 4.49 LAU 9 C44 COMB12 -2281.5 81.978 -230.362 3.5 55 35 5 28.21 1.61 12 ứ18 30.54 1.75 LAU 8 C44 COMB12 -2555.6 76.449 -204.428 3.5 55 35 5 19.17 1.1 12 ứ18 30.54 1.75 LAU 7 C44 COMB12 -2837.4 76.279 -218.958 3.5 55 35 5 26.38 1.51 12 ứ18 30.54 1.75 LAU 6 C44 COMB8 -3313.2 84.918 -167.125 3.5 55 35 5 27.86 1.59 12 ứ18 30.54 1.75 LAU 5 C44 COMB6 -3899.5 -3.677 1.531 3.5 55 35 5 30.55 1.85 12 ứ18 30.54 1.85 LAU 4 C44 COMB6 -4272.7 -29.526 -27.551 3.5 60 40 5 17.89 0.85 12 ứ22 45.62 2.17

LAU 3 C44 COMB6 -4635.7 -41.308 -1.15 3.5 60 40 5 29.37 1.4 12 ứ22 45.62 2.17 LAU 2 C44 COMB6 -5037 -52.459 -8.971 4 60 40 5 43.27 2.06 12 ứ22 45.62 2.17 LAU 1 C44 COMB6 -5446.3 -68.49 -11.618 4 70 40 5 37.32 1.52 12 ứ25 58.9 2.4 TRET C44 COMB6 -5835.7 -58.784 19.749 3.35 70 40 5 47.98 1.96 12 ứ25 58.9 2.4 HAM C44 COMB11 -6182.4 -39.594 37.523 1 70 40 5 56.28 2.3 12 ứ25 58.9 2.4

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

Dữ liệu cho thấy các thông số của các mẫu C4 COMB11 và C4 COMB9 ở nhiều mức khác nhau Cụ thể, THUONG C4 COMB11 có các giá trị từ -446.7 đến -4039.7, với các chỉ số như 3.5 cho chiều cao, 40 cho chiều rộng, và các thông số khác liên quan đến hiệu suất Các mẫu C4 COMB9 cũng thể hiện các giá trị tương tự, với sự dao động từ -1123.5 đến -2769.5 Những thông số này cho thấy sự khác biệt trong hiệu suất và khả năng hoạt động của từng mẫu, từ đó cung cấp cái nhìn tổng quan về hiệu quả của các sản phẩm trong dòng C4.

Dưới đây là các thông số quan trọng của dòng sản phẩm C24 COMB8 và C24 COMB10: THUONG C24 COMB10 có giá trị -435.91 với tỷ lệ 98.788 và 67.065 C24 COMB8 có nhiều biến thể với giá trị từ -664.25 đến -4028.7, tỷ lệ dao động từ 91.699 đến 156.866 Tất cả các sản phẩm đều có thông số 3.5 cho chỉ số đầu vào, và nhiều sản phẩm có tỷ lệ 40 cho các yếu tố khác nhau Các chỉ số như 18.3, 20.36, và 1.41 cũng được ghi nhận trong hầu hết các sản phẩm, cho thấy sự đồng nhất trong thiết kế Sản phẩm C24 COMB8 có các chỉ số hiệu suất từ 0.15 đến 34.09, cho thấy sự cải thiện dần theo từng mẫu.

THUONG C31 COMB9 -296.38 339.116 -72.878 3.5 45 40 4 74.1 4.57 16 ứ25 78.54 4.85 LAU 16 C31 COMB11 -489.71 -192.09 101.548 3.5 45 40 4 40.77 2.52 12 ứ22 45.62 2.82 LAU 15 C31 COMB11 -667.68 -204.87 104.229 3.5 45 40 4 38.45 2.37 12 ứ22 45.62 2.82 LAU 14 C31 COMB11 -846.01 -200.43 104.574 3.5 45 40 4 32.93 2.03 12 ứ22 45.62 2.82 LAU 13 C31 COMB11 -1025.4 -197.79 104.96 3.5 45 40 4 28.66 1.77 12 ứ22 45.62 2.82 LAU 12 C31 COMB11 -1206.4 -195.55 106.064 3.5 45 40 4 25.45 1.57 12 ứ22 45.62 2.82

LAU 9 C31 COMB6 -1912.3 -164.92 128.592 3.5 50 40 5 77.93 4.45 16 ứ25 78.54 4.49 LAU 8 C31 COMB11 -1962.6 -173.53 106.29 3.5 50 40 5 76.54 4.37 16 ứ25 78.54 4.49 LAU 7 C31 COMB11 -2166.1 -175.58 120.496 3.5 50 40 5 79.88 4.56 16 ứ25 78.54 4.49 LAU 6 C31 COMB11 -2376.6 -170.91 117.561 3.5 50 40 5 30.57 1.75 12 ứ18 30.54 1.75

COMB17 MIN -3851.4 -125.6 57.94 4 55 40 5 28.27 1.47 12 ứ18 30.54 1.59 LAU 1 C31 COMB1 -4242.4 -125.89 103.579 4 65 40 5 21.43 0.94 12 ứ20 37.7 1.66 TRET C31 COMB8 -4780 82.482 -64.799 3.35 65 40 5 26.25 1.15 12 ứ20 37.7 1.66

THUONG C33 COMB10 -345.37 261.924 99.108 3.5 45 40 4 60.38 3.73 16 ứ22 60.82 3.75 LAU 16 C33 COMB10 -558.15 168.567 90.038 3.5 45 40 4 31.59 1.95 12 ứ20 37.7 2.33 LAU 15 C33 COMB10 -771.93 183.175 92.826 3.5 45 40 4 29.19 1.8 12 ứ20 37.7 2.33 LAU 14 C33 COMB10 -985.86 180.524 93.733 3.5 45 40 4 24.04 1.48 12 ứ20 37.7 2.33 LAU 13 C33 COMB10 -1200.6 180.033 94.777 3.5 45 40 4 20.62 1.27 12 ứ18 30.54 1.89 LAU 12 C33 COMB10 -1416.6 180.062 96.542 3.5 45 40 4 18.67 1.15 12 ứ18 30.54 1.89 LAU 11 C33 COMB10 -1634.7 172.332 91.222 3.5 50 40 5 73.77 4.22 16 ứ25 78.54 4.49 LAU 10 C33 COMB10 -1856.2 177.784 108.012 3.5 50 40 5 79.48 4.54 16 ứ25 78.54 4.49 LAU 9 C33 COMB8 -2030.4 191.212 71.74 3.5 50 40 5 76.89 4.39 16 ứ25 78.54 4.49 LAU 8 C33 COMB4 -1812.6 177.335 48.162 3.5 50 40 5 64.36 3.68 16 ứ25 78.54 4.49 LAU 7 C33 COMB8 -2484.6 190.935 75.895 3.5 50 40 5 31.62 1.81 12 ứ20 37.7 2.15

LAU 4 C33 COMB10 -3301.3 173.796 119.601 3.5 55 40 5 29.75 1.55 12 ứ22 45.62 2.37 LAU 3 C33 COMB1 -4107 105.327 89.393 3.5 55 40 5 32.48 1.69 12 ứ22 45.62 2.37 LAU 2 C33 COMB9 -4602.3 93.262 95.22 4 55 40 5 45.72 2.38 12 ứ22 45.62 2.37 LAU 1 C33 COMB9 -5018.1 87.225 109.247 4 65 40 5 37.09 1.63 12 ứ25 58.9 2.59 TRET C33 COMB9 -5388.8 47.023 71.511 3.35 65 40 5 43.32 1.9 12 ứ25 58.9 2.59

 Phương pháp vùng biên chịu momen:

Phương pháp thiết kế này cho rằng toàn bộ mô men trong vách được chịu bởi các vùng biên ở hai bên, trong khi lực dọc phân bố đều trên toàn bộ mặt cắt của cột Do đó, cốt thép chịu lực sẽ được tập trung chủ yếu ở hai bên vùng biên của vách, trong khi vùng giữa sẽ được bố trí cốt thép theo cấu tạo.

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

Để tính toán các diện tích liên quan đến vách, ta có công thức Bm = Lp – Bl – Br Diện tích của vách được xác định bằng A = Lp x Tp Diện tích vùng biên trái được tính bằng A left = Bl x Tp, trong khi diện tích vùng biên phải là A right = Br x Tp Cuối cùng, diện tích vùng giữa vách được tính bằng A mid = Bm x Tp.

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

 A left : diện tích vùng biên trái

 A right : diện tích vùng biên trái

 A mid : 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   28 thì chọn   1 Nếu   28 thì 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 tăng bề rộng mỗi bước là Tp/2, với bề rộng vùng biên tối đa là Lp/2 Nếu bề rộng B đạt Lp/2 nhưng không đảm bảo hàm lượng cho phép của cấu kiện chịu kéo hoặc chịu nén, cần tăng bề dày Tp của vách Điều kiện hàm lượng cốt thép là t st.

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 F a = max (A s keo ; A s nen ); cốt thép vùng giữa A s 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 16 V5 -473.44 16.77 -194.37 3.5 240 30 48 0.18 0.01 144 Cautao LAU 15 V5 -618.57 -24.39 233.43 3.5 240 30 48 -60.84 -4.23 144 Cautao LAU 14 V5 -829.61 -22.53 285.04 3.5 240 30 48 -58.78 -4.08 144 Cautao LAU 13 V5 -1055.6 -24.2 320.29 3.5 240 30 48 -56.88 -3.95 144 Cautao LAU 12 V5 -961.76 -12.87 284.87 3.5 240 30 48 -57.99 -4.03 144 Cautao LAU 11 V5 -1111.1 -12.67 311.69 3.5 240 30 48 -56.68 -3.94 144 Cautao LAU 10 V5 -1262.6 -12.29 310.9 3.5 240 30 48 -55.78 -3.87 144 Cautao LAU 9 V5 -1426.8 -11.95 336.98 3.5 240 30 48 -54.39 -3.78 144 Cautao LAU 8 V5 -1590.3 -11.08 359.79 3.5 240 30 48 -53.06 -3.68 144 Cautao LAU 7 V5 -3190.9 -2.25 -399.19 3.5 240 30 48 -42.87 -2.98 144 Cautao LAU 6 V5 -3429.5 -3.94 -398.37 3.5 240 30 48 -41.46 -2.88 144 Cautao LAU 5 V5 -3706.5 -8.18 -452.28 3.5 240 30 48 -38.96 -2.71 144 Cautao LAU 4 V5 -2602.7 3.69 612.28 3.5 240 30 48 -43.07 -2.99 144 Cautao LAU 3 V5 -2543.2 20.12 719.48 3.5 240 30 48 -41.76 -2.9 144 Cautao LAU 2 V5 -2634.5 30.37 938.79 4 240 30 48 -37.36 -2.59 144 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

LAU 16 V8 -371.57 12.89 193.47 3.5 280 30 56 0.33 0.02 168 Cautao LAU 15 V8 -599.69 12.94 287.13 3.5 280 30 56 0.23 0.01 168 Cautao LAU 14 V8 -844.61 13.01 361.36 3.5 280 30 56 -69.66 -4.15 168 Cautao LAU 13 V8 -1171.1 -10.14 444.64 3.5 280 30 56 -66.6 -3.96 168 Cautao LAU 12 V8 -1413.87 -9.55 501.87 3.5 280 30 56 -64.38 -3.83 168 Cautao LAU 11 V8 -1657.83 -8.92 560.88 3.5 280 30 56 -62.14 -3.7 168 Cautao LAU 10 V8 -1900.1 -8.36 555.33 3.5 280 30 56 -60.76 -3.62 168 Cautao LAU 9 V8 -2146.31 -7.61 613.65 3.5 280 30 56 -58.51 -3.48 168 Cautao LAU 8 V8 -2554.08 -8.51 778.63 3.5 280 30 56 -53.87 -3.21 168 Cautao LAU 7 V8 -2784.61 -7.9 888.74 3.5 280 30 56 -51.02 -3.04 168 Cautao LAU 6 V8 -2997.27 -7.09 1044.04 3.5 280 30 56 -47.67 -2.84 168 Cautao LAU 5 V8 -3214.71 -6.63 1211.91 3.5 280 30 56 -44.13 -2.63 168 Cautao LAU 4 V8 -3359.47 -3.64 1352.04 3.5 280 30 56 -41.4 -2.46 168 Cautao LAU 3 V8 -3384.02 -35.89 1614.76 3.5 280 30 56 1.21 0.07 168 Cautao LAU 2 V8 -3734.87 -19.78 1004.91 4 280 30 56 -43.27 -2.58 168 Cautao LAU 1 V8 -4025.39 -3.9 1135.35 4 280 30 56 -39.74 -2.37 168 Cautao TRET V8 -4207.26 5.19 1209.24 3.35 280 30 56 -39.91 -2.38 168 Cautao

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

Dưới đây là dữ liệu từ các mô hình Cautao LAU V11, với các chỉ số như sau: SAN THUONG V11 ghi nhận -262.49, -18.58, -206.37; Cautao LAU 16 với -473.49, -20.27, -193.9; Cautao LAU 15 đạt -618.79, 26.36, 233.36; Cautao LAU 14 là -829.97, 24.13, 284.96; Cautao LAU 13 có -1056.08, 26.13, 320.22; Cautao LAU 12 với -962.3, 41.28, 284.93; Cautao LAU 11 ghi nhận -1111.88, 43.18, 311.85; Cautao LAU 10 đạt -1263.68, 43.36, 311.32; Cautao LAU 9 có -1428.32, 44.56, 337.77; Cautao LAU 8 là -1592.44, 44.61, 358.02; Cautao LAU 7 ghi nhận -3189.3, -11.91, -398.09; Cautao LAU 6 với -3425.69, -10.98, -395.91; Cautao LAU 5 đạt -3703.97, -9.21, -452.22; Cautao LAU 4 ghi nhận -2601.28, 0.19, 612.13; Cautao LAU 3 với -2542.15, -14.9, 719.56; và cuối cùng, Cautao LAU 2 có -2633.4, -25.32, 939.57.

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 h d = 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 D f = 5m

Xác định sức chịu tải của cọc

 Chọn kích thước cọc : b c  h c = 300  300mm

 Thộp 4ỉ16, A s  8,04 cm 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  8,04 cm 2

 Diện tích bê tông trong cọc:

A  A  A  0,09 8,04 10     0,089m 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

 q p : 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 q p = 4966 kN/m 2

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

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

 A b là diện tích cọc tựa lên đất, lấy bằng diện tích tiết diện ngang mũi cọc đặc, A b = 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 và trên thân cọc, ký hiệu là  cq và  cf, phản ánh ảnh hưởng của phương pháp hạ cọc đến sức kháng của đất Đối với trường hợp này,  cq được xác định là 1.

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

Chiều sâu trung bình của lớp đất (m)

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 N c = 9; N q = 100

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

R s  u  f l i i 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

 c a : lực dính giữa thân cọc và đất, với cọc bê tông cốt thép c a = 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) l i

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) :

R c,u  q A b b  u(  f l ci ci   f l ) si si Trong đó: q b : cường độ sức kháng của đất dưới mũi cọc , đối với cọc đóng ép Vì mũi cọc nằm trong lớp đất dính nên q b = 300N p

 f si là cường độ sức kháng của đất trên thân cọc trong lớp rời: f si = 3,33N si

 f ci là cường độ sức kháng của đất trên thân cọc trong lớp đất dính: f ci = α p f L c ui

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

 N ci : chỉ số SPT trong lớp đất dính thứ i

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

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

 l si 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.n vt A c  bt = 1.5×1.1×0.3×0.3×25 = 3.71 kN/m

 Giả thiết : a = 30mm  chiều cao làm việc h 0 = 300-30 = 270mm

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

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, A s = 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: N tt = 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:

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

 m. h m = 5 m > h min = 2.544 m  Thỏa điều kiện móng cọc đài thấp

 Tải đứng tác dụng tại đáy đài

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

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

 Xét ảnh hưởng của nhóm cọc:

Hệ số ảnh hưởng của nhóm cọc

              n 1 : số hàng cọc trong nhóm, n 1 = 3 n 2 : số cọc trong một hàng, n 2 = 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 L coc 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

 k tc : 1.0 - 1.1 (lấy k tc = 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) Với φ = 30.12 o  A = 1.1657; B = 5.6627; D = 8.0057

 h i : 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: σ o bt = 279.18 kN/m 2

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

Chia lớp đất dưới đáy khối móng thành nhiều lớp có chiều dày h_i = 1 m Tính toán ứng suất gây lún cho đến khi đạt điều kiện σ_n_bt ≥ 5σ_n_gl, tại vị trí ngừng tính lún với công thức σ_n_bt = σ_n_bt(i) - σ_n_bt(i-1) / h_i.

       gl i k oi   gl z o  : ứng suất gây lún tại đáy lớp thứ i k oi : 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 σ n bt > 5σ n 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 < [S gh ] = 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 K 0 σ ibt σ igl E σ ibt /σ igl S i kN/m 2 kN/m 2 kN/m 2

Giá trị trung bình của chu vi đáy trên và đáy dưới của tháp xuyên thủng hình thành khi bị nén là 100 um, được xác định trong phạm vi chiều cao của tiết diện Điều này tuân theo điều kiện đài tuyệt đối cứng.

Với h 0 : chiều cao làm việc của đài cọc

B d & L d : chiều rộng và chiều dài đài b c & h c : 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 :

D: đường kính cọc Q: tải trọng tác dụng lên cọc A: diện tích tiết diện ngang của cọc L: chiều dài cọc

E: modun đàn hồi của vật liệu

Hình 5.5: Phản lực đầu cọc móng M1

Pmax = 574.571 KN < Qtk = 973 KN Pmin = 570.516 KN > 0 →Cọc không bị nhổ

 Chọn a 0 = 150mm ( cọc đóng ép, ngàm vào đài) → h 0 = 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: N tt = 6175.36 + 3174.5 = 12349.86 kN

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

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

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

 Tải đứng tác dụng tại đáy đài

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

P min = 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 σ n bt > 5σ n gl

Vị trí Z (m) Z/B K 0 σ ibt σ igl E σ ibt /σ igl S i kN/m 2 kN/m 2 kN/m 2

S = 2.7cm < [S gh ] = 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)

5.6.2 Xác định số lượng cọc và bố trí:

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

Hình 5.12: Mặt bằng móng lõi thang máy

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 K 0 σ ibt σ igl E ibt /σ igl S i kN/m 2 kN/m 2 kN/m 2

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

Ta tính được S = 5.6 cm < [S gh ] = 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 lựa chọn sao cho bao quát toàn bộ công trình, đáp ứng yêu cầu về tầm với và sức cẩu cho thi công nền móng cũng như các bộ phận trên mặt đất Cần tính toán tầm với và sức cẩu dự trữ, đồng thời đảm bảo có lối đi thuận tiện cho ô tô và các cần cẩu bổ trợ vào hiện trường Vị trí cẩu tháp cũng cần gần cầu dao điện và phải dành đủ không gian để tháo dỡ cẩu và vận chuyển phụ kiện ra khỏi công trường.

Tải trọng tác dụng lên cần trục tháp

Trọng lượng đối trọng: G đt = 10.1(T); R đt = 12.6(m) Trọng lượng cần mang đối trọng: G cđt = 3.7(T); R cđt = 6.3(m) Trọng lượng thiết bị : G tb = 1.660(T); R tb = 0(m)

PCCC CABINET WATER ENGINEERING ROOM GARBAGE PCCC CABINET

Trọng lượng ca bin : G cb = 0.25(T), R cb = 1.25(m) Trọng lượng xe con : G xe = 0.59(T); R x = 30(m) Trọng lượng tay cần: G C = 5.3(T); R C = 15(m) Trọng lượng tháp là giống nhau và có trọng lượng mỗi đốt G o = 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: G C = 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: q gI = 500N/m 2 Áp lực gió không cho phép cần trục tháp làm việc, tương ứng với tốc độ gió 42m/s là: q gII = 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 q gI ):

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

Gió tác dụng lên cabin:

C r = 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 hoạt động trong điều kiện không có gió, tải trọng bao gồm tải trọng bản thân và tải trọng do công việc gây ra, được nhân với hệ số động ψ Tất cả các tải trọng này sẽ được nhân với hệ số khuếch đại γc = 1.05 cho cần trục tháp.

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

 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: N tt = 591.66 kN

Hình 6.4: Mặt bằng móng cẩu tháp

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: σ o gl = σ tc tb - σ o bt = 294.568 – 279.18 = 15.388 kN/m 2

→     bt 0 5 gl 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, được chế tạo từ thép CT38, với đường kính 24 mm và diện tích tiết diện tính toán A = 3.59 cm² Cường độ tính toán chịu kéo đạt f_tb = 150 N/mm², theo thông tin từ Bảng II.2 trong phụ lục 2 của sách "Thiết kế khung thép nhà công nghiệp một tầng, một nhịp" của TS Phạm Minh Hà.

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 L b = 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	Kỹ Thuật Xây Dựng
Thể loại	Đồ án tốt nghiệp
Năm xuất bản	2017
Thành phố	Hồ Chí Minh

Định dạng
Số trang	140
Dung lượng	5,94 MB