(Đồ Án Hcmute) Thiết Kế Chung Cư Cao Cấp Spirita.pdf

THÀNH PHỐ HỒ CHÍ MINH BỘ GIÁO DỤC VÀ ĐÀO TẠO TRƯỜNG ĐẠI HỌC SƯ PHẠM KỸ THUẬT ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP NGÀNH CNKT CÔNG TRÌNH XÂY DỰNG SVTH Tp Hồ Chí Minh, tháng 07/2018 THIẾT KẾ CHUNG CƯ CAO CẤP SPIRITA GVHD T[.]

TỔNG QUAN

Giới thiệu công trình

- Công trình: Chung cư cao cấp SPIRITA

- Địa điểm: Tân Bình, TP Hồ Chí Minh

- Công trình bao gồm 15 tầng điển hình, 1 tầng thượng, 1 tầng mái, 1 tầng hầm

- Diện tích sàn tầng điển hình: 2014.48 m 2

Kiến trúc công năng công trình

- Bãi đổ xe được bố trí dưới tầng hầm công trình

Tầng trệt cao 4.6m được thiết kế cho các hoạt động thương mại, dịch vụ và văn phòng, cùng với các tiện ích đi kèm Các tầng còn lại sẽ được sử dụng làm căn hộ.

Để tạo nên một công trình ấn tượng, bên cạnh việc tổ chức dây chuyền công năng hợp lý, việc thiết kế hình khối kiến trúc cũng rất quan trọng Hình khối mạnh mẽ và hài hòa, dựa trên khối đế vững chắc được ốp bằng đá granite màu đậm, sẽ mang lại sự thu hút và tính thẩm mỹ cao cho công trình.

Tổng quan về kết cấu

1.3.1 Lựa chọn giải pháp kết cấu bên trên

1.3.1.1 Hệ kết cấu chịu lực chính

Công trình chung cư Spirita cao trên 40m, do đó cần đánh giá đáng kể ảnh hưởng của tải trọng ngang và tác động của gió động Việc sử dụng thang máy làm hệ giao thông đứng yêu cầu lựa chọn hệ chịu lực hỗn hợp khung – vách phù hợp Thiết kế hệ khung – vách dựa trên mặt bằng kiến trúc và các yêu cầu cơ bản, với các vách tạo thành lõi thang máy và thang bộ chạy dọc từ móng đến mái Hệ cột truyền tải trọng ngang vào vách qua hệ dầm hoặc sàn, trong khi hệ vách được thiết kế để chịu tải trọng ngang, còn hệ cột chịu lực đứng.

1.3.1.2 Hệ kết cấu chịu lực ngang

Lựa chọn giải pháp kết cấu nằm ngang chủ yếu liên quan đến việc thiết kế sàn cho công trình Hệ sàn sườn là lựa chọn cơ bản, trong đó sàn liên kết với dầm sàn, dầm khung, cột, vách và lõi, cùng nhau thực hiện nhiệm vụ truyền tải trọng thẳng đứng xuống móng.

Lựa chọn phương án sàn là một bước quan trọng, ảnh hưởng lớn đến hiệu quả và tính kinh tế của công trình Theo thống kê, khối lượng bê tông trong sàn chiếm khoảng 30-40% tổng khối lượng bê tông của công trình, trong khi tải trọng bản thân sàn là yếu tố tĩnh chính tác động lên khung Do quy trình thi công sàn khá phức tạp, cần cân nhắc kỹ lưỡng các giải pháp sàn để tìm ra phương án tối ưu phù hợp với yêu cầu và đặc điểm của công trình.

Để thiết kế một phương án sàn hợp lý cho công trình và tích lũy kinh nghiệm quý báu, sinh viên đã đề xuất tính toán cho phương án sàn dầm.

Cấp độ bền và giá trị quan tâm : Số liệu tra từ bảng 12, 13, 17 TCXDVN

- Cấp độ bền B25 ( tương đương Mac M350)

- Cường độ tiêu chuẩn nén dọc trục : Rbn = Rb,ser : 18.5 MPa

- Cường độ tiêu chuẩn kéo dọc trục : Rbtn = Rbt,ser: 1.6 MPa

- Cường độ tính toán nén dọc trục : Rb : 14.5 MPa

- Cường độ tính toán kéo dọc trục : Rbt : 1.05 MPa

- Module đàn hồi khi kéo và nén : Eb = 30000 MPa

Một số hệ số điều kiện làm việc của cấu kiện BTCT cần quan tâm :

Bê tông đóng rắn tự nhiên cần được dưỡng hộ và duy trì trong môi trường ẩm để đảm bảo quá trình tăng cường độ diễn ra theo thời gian.

Bê tông đóng rắn tự nhiên cần được dưỡng hộ trong môi trường khô để tăng cường độ theo thời gian Trong điều kiện này, hệ số γb2 được xác định là 0.9, áp dụng cho cả Rb và Rbt.

Mác thép và giá trị cường độ : Số liệu tra từ bảng 18, 21, 28TCXDVN 356 :

 Thép gân đường kính 10mm trở lên

- Cường độ chịu kéo tiêu chuẩn : Rsn = Rs,ser : 390 MPa

- Cường độ chịu kéo tính toán : Rs : 365 MPa

- Cường độ chịu nén tính toán : Rsc : 365 MPa

- Cường độ tính toán cốt đai, cốt xiên, cốt chịu cắt : Rsw : 290 MPa

- Module đàn hồi : Es = 200000 MPa

 Thép trơn đường kính 6, 8 mm

- Cường độ chịu kéo tiêu chuẩn : Rsn = Rs,ser : 335 MPa

- Cường độ chịu kéo tính toán : Rs : 225 MPa

- Cường độ chịu nén tính toán : Rsc : 225 MPa

- Cường độ tính toán cốt đai, cốt xiên, cốt chịu cắt : Rsw : 175 MPa

- Module đàn hồi : Es = 210000 MPa

1.3.3 Lựa chọn sơ bộ tiết diện các cấu kiện

(Có thể thay đổi trong quá trính tính toán) 1.3.3.1 Sơ bộ tiết diện cột

- Tính toán theo các công thức kinh nghiệm ta chọn sơ bộ kích thước cột như sau:

Bảng 1.1: Sơ bộ kích thước cột hc

Kích thước cột 1-E tầng trệt - tầng 5 85 85 Tầng 6 - Tầng 10 70 70 Tầng 11 - Tầng mái 50 50

Kích thước cột 2-F tầng trệt - tầng 5 100 100 Tầng 6 - Tầng 10 75 75 Tầng 11 - Tầng mái 55 55

Kích thước cột 3-F tầng trệt - tầng 5 65 65 Tầng 6 - Tầng 10 50 50 Tầng 11 - Tầng mái 35 35

D tầng trệt - tầng 5 85 85 Tầng 6 - Tầng 10 70 70 Tầng 11 - Tầng mái 50 50

1.3.3.2 Sơ bộ tiết diện dầm

- Tính toán theo các công thức kinh nghiệm ta chọn sơ bộ kích thước dầm như sau:

Bảng 1.2: Sơ bộ tiết diện dầm

1.3.3.3 Sơ bộ tiết diện vách - lõi

1.3.3.4 Sơ bộ tiết diện sàn

- Tính toán theo các công thức kinh nghiệm ta chọn sơ bộ chiều dày sàn là:

1.3.4 Công cụ và chương trình tính toán

Phần mềm hỗ trợ tính toán kết cấu hiện nay rất phong phú, với mỗi loại kết cấu được sử dụng phần mềm chuyên biệt Trong đồ án này, sinh viên sẽ thực hiện tính toán bằng các chương trình cụ thể.

- Phần mềm ROBOT v.2016 của Autodesk : phần mềm tính toán các cấu kiện tổng quan

- Phần mềm AutoCAD v.2007 của Autodesk: là phần mềm ứng dụng CAD để vẽ bản vẽ kỹ thuật

- Phần mềm SAFE v.12 của CSi : phần mềm chuyên tính toán các phần tử bản, sử dụng cho tính toán kết cấu sàn phẳng, bản móng…

- Phần mềm ETABS v.9.7.4 của CSi : phần mềm chuyên dụng để phân tích và tính toán nhà cao tầng

Sử dụng kết hợp 4 phần mềm có khả năng tính toán nội lực, chuyển vị và đặc trưng động học của công trình, đồng thời thiết kế cấu kiện thép và bê tông cốt thép Sinh viên chỉ cần khai thác tính năng tính toán của các phần mềm này.

TẢI TRỌNG

Tải trọng thường xuyên

Bảng 2.1: Tải tường trên dầm

Tường δ Chiều cao tường Tải trọng mm m kN/m

Bảng 2.2: Tải tường trên sàn

Tường δ Chiều cao tường Tải trọng mm m kN/m

Bảng 2.3: Tĩnh tải sàn sàn

STT Các lớp cấu tạo sàn

Hệ số vượt tải n g tt g tc

5 Đường ống, thiết bị 0.2 kN/m 2 1.2 0.24 0.2

Tổng tĩnh tải tác dụng lên bản sàn 5.421 4.83

Hoạt tải tiêu chuẩn KN/m 2 Tầng điển hình

Hành lang, cầu thang, ban công 3

Mái Mái không sử dụng 0.975

Tải động đất

- Cơ sở lý thuyết tính toán (TCVN 9386 – 2012)

 Phân tích và tính toán động đất có 2 phương án:

+ Phân tích đàn hồi tuyến tính

+ Phân tích đàn hồi phi tuyến

 Chọn phương án phân tích đàn hồi tuyến tính cho công trình sử dụng phương pháp phân tích phổ phản ứng dao động

 Trình tự tính toán động đất theo phương pháp phân tích phổ phản ứng

 Bước 1: Xác định loại đất nền: Có 7 loại đất nền: A, B, C, D, E, S1, S2

Dựa vào hồ sơ địa chất công trình, phân loại đất nền công trình theo chỉ số SPT Nền đất công trình thuộc loại C (15 < 18 – 45 < 50)

 Bước 2: Xác định gia tốc nền tham chiếu, tỷ số a gR /g

+ a gR /g là đỉnh gia tốc nền tham chiếu ở địa điểm xây dựng công trình ( xem bảng phân vùng gia tốc nền (phụ lục G TCVN 9386 – 2012)

+ g : là gia tốc trọng trường g = 9.81 (m/s 2 )

 Bước 3: Xác định hệ số tầm quan trọng γ 1

Mức độ tầm quan trọng được xác định thông qua hệ số tầm quan trọng γ 1 Để hiểu rõ hơn về các định nghĩa liên quan đến mức độ và hệ số tầm quan trọng, vui lòng tham khảo phụ lục E của TCVN.

9386 – 2012 (γ = 1.25; 1.00; 0.75 1 ) tương ứng với công trình loại I, II, III

(phân cấp của công trình xem phụ lục F TCVN 9386 – 2012)

 Với công trình là chung cư 25 tầng sử dụng hệ số tầm quan trọng là γ = 1.251

 Bước 4: Xác định giá trị gia tốc đất nền thiết kế ag

 Gia tốc nền thiết kế ag ứng với trạng thái cực hạn xác định như sau

+ Động đất mạnh a g 0.08gphải tính toán và cấu tạo kháng chấn

+ Động đất yếu 0.04ga g 0.08g chỉ cần áp dụng các giải pháp kháng chấn đã được giảm nhẹ

+ Động đất yếu a g 0.08g không cần thiết kế kháng chấn

 Công trình cần tính toán động đất

 Bước 5: Xác định hệ số ứng xử q của kết cấu BTCT

 Hệ khung hoặc hê khung tương đương (hỗn hợp khung – vách) có thể xác định gần đúng như sau (cấp dẻo trung bình)

+ q = 3.6 :nhà nhiều tầng khung một nhịp

+ q = 3.9 :nhà nhiều tầng, khung nhiều nhịp hoặc kết cấu hỗn hợp tương đương khung

 Công trình có hệ số ứng sử của công trình là q = 3.9

 Bước 6: Xây dựng phổ thiết kế

 Đối với các thành phần nằm ngang của tác động động đất, phổ thiết kế Sd(T) được xác định bằng các biểu thức sau:

+ Sd(T) là phổ thiết kế;

+ T là chu kỳ dao động của hệ tuyến tính một bậc tự do;

+ ag là gia tốc nền thiết kế trên nền loại A (ag = l.a gR) ;

+ TB là giới hạn dưới của chu kỳ ứng với đoạn nằm ngang của phổ phản ứng gia tốc;

+ TC là giới hạn trên của chu kỳ ứng với đoạn nằm ngang của phổ phản ứng gia tốc;

+ TD là giá trị xác định điểm bắt đầu của phần phản ứng dịch chuyển không đổi trong phổ phản ứng;

+ q là hệ số ứng xử;

+  là hệ số ứng với cận dưới của phổ thiết kế theo phương nằm ngang,

Bảng 2.5: Bảng tra các hệ số theo phương ngang

- Áp dụng vào đồ án

 Sau khi gán tải và khai báo massource ta có chu kỳ của các mode như bảng dưới:

Bảng 2.6: Bảng tổng hợp phổ phản ứng ứng với từng chu kỳ

Mode Chu kì Tần số

 Công trình có đất nền thuộc loại C nên có các hệ số theo phương ngang lần lượt là:

 Công trình nằm ở quận Tân Bình nên gia tốc nền tham chiếu là: agR/g = 0.0702

=> Gia tốc quy chuẩn là: agR = 0.0702 × 9.81 = 0.6886

 Công trình có tổng cộng 18 tầng (1 tầng hầm), hệ số tầm quan trọng l 1

 Lấy chu kỳ dao động là: T = 0 s

 Công thức tính phổ phản ứng tương ứng với chu kỳ T = 0s là:

 Lấy chu kỳ dao động là: T = 0.3 s

 Công thức tính phổ phản ứng tương ứng với chu kỳ T = 0.3 s là:

 Lấy chu kỳ dao động là: T = 1 s

 Công thức tính phổ phản ứng tương ứng với chu kỳ T = 1 s là:

 Lấy chu kỳ dao động là: T = 2.1 s

 Công thức tính phổ phản ứng tương ứng với chu kỳ T = 2.1 s là:

Hình 2.1: Biểu đồ dao động của phổ ngang

Tải gió

- Công trình có độ cao 58m > 40m nên cần phải tính thành phần động của tải gió

- Tính toán thành phần của tải trọng gió xác định dựa theo tiêu chuẩn

Thành phần động của tải trọng gió được xác định dựa trên các phương tương ứng với thành phần tĩnh của tải trọng gió Tiêu chuẩn chỉ đề cập đến thành phần gió theo phương X và phương Y, trong khi bỏ qua thành phần gió ngang và moment xoắn.

- Xác định thành phần gió động theo tiêu chuần TCVN 229 -1999 theo các bước:

- Bước 1: Thiết lập lưu đồ tính toán động lực

- Bước 2: Xác định tần số và dạng dao động theo phương X và phương Y

- Bước 3: Tính toán thành phần động theo phương X và phương Y

- Theo tiêu chuẩn thì sơ đồ tính toán động lực là hệ thanh consol có hữu hạn điểm tập trung khối lượng phụ lực A của tiêu chuẩn

Bảng 2.7: Bảng tổng hợp gió động

- Giá trị tính toán thành phần tĩnh của tải trọng gió

Giá trị áp lực gió tiêu chuẩn, ký hiệu là +Wo, được xác định dựa trên vận tốc gió đã được xử lý từ số liệu quan trắc ở độ cao 10m so với mốc chuẩn Giá trị này được tra cứu theo bảng 4, tương ứng với từng phân vùng áp lực gió quy định trong phụ lục E của TCVN 2737-1995.

 +k(zj): là hệ số tính đến sự thay đổi của áp lực gió theo độ cao, tra theo bảng 5 TCVN 2737 – 1995

 +c: là hệ số khí động: Phía gió đẩy c = 0.8, gió hút c = 0.6

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

Bảng 2.8: Bảng tổng hợp gió tính

TÍNH TOÁN THIẾT KẾ SÀN

Nguyên tắc tính toán thiết kế

Sàn là cấu trúc chịu lực chính của công trình, tiếp nhận tải trọng sử dụng và truyền tải này lên dầm Từ dầm, tải trọng sẽ được chuyển xuống cột và tiếp tục xuống móng.

Mô hình làm việc đồng thời là phương pháp phân tích kết cấu giúp tính toán nội lực, trong đó xem xét sự tương tác giữa sàn và các cấu kiện chịu lực khác như dầm, cột, và vách.

Tại mỗi ô bản sàn cần xác định 4 giá trị nội lực:

- MI: momen âm lớn nhất tại gối theo phương song song trục X

- M1 : momen dương lớn nhất tại giữa nhịp theo phương song song trục

- MII: momen âm lớn nhất tại gối theo phương song song trục Y

- M2 : momen dương lớn nhất tại giữa nhịp theo phương song song trục

Số liệu tính toán

3.2.1 Mặt bằng kết cấu sàn điển hình Để thống nhất việc tính toán cũng như tránh việc lặp lại trong tính toán, từ mặt bằng tầng điển hình sinh viên chọn một số ô sàn điển hình để tính toán

3.2.2 Kích thước tiết diện và vật liệu

- Bề dày bản sàn : 15 cm

- Kích thước dầm chính 30x60 cm, dầm console 15x30 cm

- Vật liệu sử dụng bê tông B25, cốt thép chịu lực AIII

Tải trọng

Bảng 3.1: Tải tường trên dầm

STT Các lớp cấu tạo sàn Trọng lượng riêng

Hệ số vượt tải n g tt

5 Đường ống, thiết bị 0.2 kN/m 2 1.2 0.24

Tổng tĩnh tải tiêu chuẩn tác dụng lên bản sàn (không kể bản BTCT) 1.08

Tổng tĩnh tải tính toán tác dụng lên bản sàn 5.421

Trọng lượng riêng (kN/m 3 ) g tt (kN/m)

Tầng Công năng Hoạt tải tiêu chuẩn KN/m 2

Hệ số vượt tải Hoạt tải tính toán KN/m 2

Nội lực sàn theo mô hình làm việc đồng thời

Mô phỏng sàn tầng điển hình bằng phần mềm SAFEv12 – phần mềm tính toán theo phương pháp phần tử hữu hạn

Sử dụng sơ đồ tính khung không gian, có kể đến cột và vách 2 tầng trên và dưới

Hình 3.2: Mô hình sàn sườn trong Etab

Mô hình hóa các cấu kiện trong sơ đồ kết cấu như sau:

- Dầm, cột là các cấu kiện dạng thanh

- Sàn, vách là các cấu kiện dạng phẳng (tấm phẳng)

- Liên kết ở các đầu cột vách là các liên kết ngàm

3.4.2 Các trường hợp tải trọng

Trong quá trình tính toán nội lực trong sàn do tải trọng đứng, cần lưu ý rằng tải trọng ngang truyền vào cột và vách cứng không được xem xét Điều này dẫn đến việc tổ hợp nội lực không tính đến tác động của tải ngang Từ đó, việc hiểu rõ về các loại tải trọng và cách chúng ảnh hưởng đến cấu trúc là rất quan trọng.

Tĩnh tải bản thân TTBT Dead Tĩnh tải cấu tạo TTCT Dead

Hoạt tải < 2kN/m 2 HT1 Live Hoạt tải > 2kN/m 2 HT2 Live

Giá trị nội lực được dùng để tính toán là tổ hợp BAO theo phương X và phương Y

- Tiến hành chia các dải bản để truy xuất nội lực tính toán cho sàn

- Có 2 loại dải bản : dải dọc nhà ( dải theo phương X , hình H.2.6) – A Strip và dải ngang nhà ( dải theo phương Y , hình H.2.7) – B Strip

 Dải trên gối : CSA, CSB : Bg = 0.25*l ( một bên gối )

 Dải giữa nhịp : MSA, MSB : Bn = 0.5*l

- Với l : nhịp sàn ( bước cột )

- Nội lực xuất theo dải bản và lấy giá trị theo Combo1

Giá trị thép tính toán dựa trên Momen sẽ được phân bổ cho toàn bộ dải bản có bề rộng Bstrips Momen nguy hiểm nhất thường xuất hiện tại các gối và trong các nhịp theo phương X, Y, được xác định theo biểu đồ bao (kN.m).

Hình 3.7: Chia dãy theo phương Y – A

Hình 3.8: Chia dãy theo phương X – B

Hình 3.9: Biểu đồ momen theo theo phương Y

Hình 3.10: Biểu đồ momen theo phương X.

Kiểm tra độ võng

Công cụ tính toán SAFE cho phép xác định giá trị độ võng sàn tại bất kỳ điểm nào Giá trị độ võng lớn nhất ghi nhận là 25 mm, tương ứng với vị trí được chỉ ra trong hình H 2.10 Theo tiêu chuẩn TCVN, điều kiện độ võng tối đa được quy định là 36.8 mm.

Vậy điều kiện biến dạng về độ võng của sàn thỏa mãn, đảm bảo công trình sử dụng bình thường, không gây cảm giác bất lợi khi sử dụng

Hình 3.11: Giá trị chuyển vị sàn từ chương trình safe

Bố trí thép

Bảng 3.4: Bảng tính thép sàn Ô sàn M (kN.m) b

TÍNH TOÁN THIẾT CẦU THANG

Tổng quan

Công trình có hệ thống giao thông theo phương đứng gồm thang máy và các thang bộ, chủ yếu phục vụ cho các căn hộ

Có 4 thang máy và 2 thang bộ chính chủ yếu phục vụ giao thông

Do cấu trúc công trình có lõi cứng ở trung tâm, việc bố trí cầu thang bộ bên trong là hợp lý Cần lưu ý rằng các tầng có chiều cao thay đổi, dẫn đến chiều cao và chiều dài cầu thang cũng khác nhau Để duy trì độ dốc cầu thang ổn định, cần chọn chiều cao bậc thang cố định (với bề rộng bậc cũng không thay đổi), do đó số bậc thang ở mỗi tầng sẽ khác nhau, kéo theo chiều dài vế thang trên mặt bằng cũng không đồng nhất.

Phân tích kết cấu

Thiết kế cầu thang theo những yêu cầu sau :

- Phân tích sự làm việc, chọn mô hình tính ( sơ đồ kết cấu )

- Tính toán và bố trí cốt thép cho bản thang

4.2.2 Lựa chọn cầu thang thiết kế

Thiết kế cầu thang bộ trung tâm của công trình Cầu thang thiết kế là cầu thang bộ tầng 15 là tầng điển hình có chiều cao tầng Ht = 3.6m

Cầu thang chữ U có 2 vế với kết cấu bản phẳng, thiết kế có chiếu nghỉ ở độ cao giữa mỗi tầng Bản thang kết nối hai đầu: một đầu gối lên dầm chiếu tới và đầu còn lại liên kết với vách cứng mà không có dầm chiếu nghỉ.

Hình 4.1: Mặt bằng cầu thang bộ

4.2.3 Lựa chọn kích thước tiến diện

4.2.3.1 Kích thước trên mặt bằng – mặt đứng

Cầu thang có các kích thước chính như sau :

- Cao độ chiếu nghỉ : 1.875m tính từ mặt sàn tầng dưới

- Chiều dài trên mặt bằng tính từ trục dầm chiếu tới đến trục vách : 4.3 (m)

Bậc thang được xây dựng từ gạch với cấu tạo nhiều lớp, trong đó chiều cao bậc (hb) nên chọn trong khoảng 150-180mm và bề rộng bậc (bb) từ 240 đến 300mm, tuân theo tỷ lệ 2hb + bb = 600 – 650mm Chiều cao hb có thể điều chỉnh lẻ đến 1mm, trong khi bề rộng bb nên được chọn theo số chẵn 10mm Nếu có thể, ưu tiên lựa chọn số bậc lẻ theo công thức (4n+1) để tính toán độ dốc của cầu thang một cách hợp lý.

- Chiều cao bậc : chọn hb = 172 mm

- Bề rộng bậc : chọn bb= 280 mm

Bản làm việc như 1 bản loại dầm gãy khúc gồm bản thang nằm nghiêng và bản chiếu nghỉ

-Chiều dày bản chọn sơ bộ như với bản loại dầm : chọn δt = 150 (mm)

Dầm chiếu tới được đổ toàn khối với sàn tầng và liên kết với vách, trong đó cốt thép được neo vào vách đổ sau và một đầu liên kết với dầm sàn Dầm sàn kết nối với sàn ở phía đối diện dầm chiếu tới, giúp ngăn chặn chuyển vị xoay của dầm sàn, do đó có thể coi liên kết giữa dầm chiếu tới và dầm sàn là liên kết ngàm.

Từ quan niệm trên có thể xem dầm liên kết 2 đầu ngàm, một đầu liên kết với vách, một đầu liên kết với dầm sàn.

Tính toán nội lực

Bản thang bao gồm vế trên và vế dưới, trong đó vế dưới hoạt động như một dầm liên kết với dầm chiếu tới ở đầu dưới và với vách cứng ở đầu trên Cả hai vế đều làm việc tương tự về sơ đồ và nội lực, do đó ta chỉ cần tính toán cho vế dưới và áp dụng tương tự cho vế trên Ưu điểm của sơ đồ tính toán này là không có dầm chiếu nghỉ, giúp tránh sự phân biệt trong cách làm việc của bản thang và chiếu nghỉ, chỉ cần tính toán cho một sơ đồ dầm gãy khúc Tuy nhiên, nhược điểm là chiều dày của bản lớn do nhịp làm việc lớn.

Sơ đồ tính toán bản thang có nhiều quan niệm khác nhau, phụ thuộc vào yếu tố thi công và kết cấu Trong đồ án, sinh viên sẽ thực hiện tính toán dựa trên các quan niệm như việc xem liên kết bản thang vào dầm chiếu tới là liên kết khớp Bên cạnh đó, chiều dày của sàn và bản thang được xác định là 150mm, lớn hơn 1/3 chiều cao dầm là 300mm.

Kết bản thang với vách cứng được coi là một liên kết cứng, vì một bên của vách cứng liên kết với bản thang, trong khi bên kia liên kết với sàn, đảm bảo tính liên tục cho cấu trúc.

4.3.2.1 Tải trọng tác dụng lên chiếu nghỉ và chiếu tới

Bảng 4.1: Tĩnh tải tác dụng lên chiếu nghỉ và chiếu tới

Tải trọng Các lớp cấu tạo sàn

Hệ số vượt tải n g tt (kN/m 2 )

Tổng tĩnh tải tác dụng lên chiếu nghỉ và chiếu tới 5.181

Tổng tải tác dụng lên chiếu nghỉ 8.781

4.3.2.2 Tải trọng tác dụng lên bản thang nằm nghiêng

- Lớp bậc thang: b td3 h cos 0.172 0.834

Bảng 4.2: Tĩnh tải tác dụng lên chiếu nghiêng

STT Các lớp cấu tạo sàn

Hệ số vượt tải n g tt (kN/m 2 )

Tổng tĩnh tải tác dụng lên chiếu nghiêng 6.972 Hoạt tải 3 1.2 3.6

Tổng tĩnh tải tác dụng theo hướng đứng:

Trọng lượng lan can, tay vịnh: k 0.4 g 1.25 0.32

Tổng tải tác dụng lên chiếu nghỉ 12.277

4.3.2.3 Tải trọng chiếu tới lên dầm chiếu tới

- Tải trọng bản thân dầm thang (Dầm D2030) tt d d d s b

- Tải trọng tường xây trên dầm tt t t t t

- Tải trọng do bản thang truyền vào

- Tổng tải trọng truyền vài dầm tt tt t d

Hình 4.2: Mặt cắt bản thang

- Chiều dài tính toán đoạn dầm nghiêng chiếu xuống phương ngang : L 2900 (mm)

- Chiều dài tính toán đoạn chiếu nghỉ : L = 1400 (mm)

Hình 4.3: Sơ đồ tính của bản thang vế dưới

Hình 4.4: Biểu đồ momen (kN.m)

Hình 4.5: Biểu đồ lực cắt (kN/m)

Hình 4.6: Phản lực gối tựa (kN).

Bố trí thép

- Bê tông : B25, Rb = 14.5 (MPa), Rbt = 1.05 ( MPa)

- Thép AIII : Rs= Rsc = 355 ( MPa), γb2 =1 →ξR = 0.563,  R 0.405

4.4.1.2 Tính toán cốt thép bản thang

- Tính cốt thép cho dải bản có kích thước : hb = 15 (cm), bb = 100 (cm)

- S15 > 10 (cm), lớp bê tông bảo vệ tối thiểu = 1.5cm Chọn a = 1.5 (cm),

Bảng 4.3: Tính toán cốt thép bản thang

- Diện tích thép yêu cầu:

(kN.m) b (mm) h (mm) a (mm) ho

- Kiểm tra hàm lượng cốt thép: hàm lượng cốt thép không được quá nhiều để tránh phá hoại giòn, cũng không được quá ít:  min    max

 Theo TCVN 356-2005 có  min 0.05%, thường lấy  min 0.1%

Vậy : Cấu kiện thỏa điều kiện về hàm lượng cốt thép

- Bê tông : B25, Rb = 14.5 (MPa), Rbt = 1.05 ( MPa)

- Thép AIII: Rs = Rsc = 355 ( MPa), γb2 =1 →ξR = 0.563,  R 0.405

4.4.2.2 Tính toán cốt thép cho dầm chiếu tới

- Tính cốt thép cho dầm có kích thước : hd = 30 (cm), bd = 20 (cm)

Bảng 4.4: Tính toán cốt thép dầm

(kN.m) b (mm) h (mm) a (mm) ho

As (mm 2 ) Gối -22.855 200 300 25 275 0.104 0.110 222.99 0.405 2ỉ12 226 Nhịp 11.427 200 300 25 275 0.052 0.054 108.24 0.197 2ỉ10 157 Với: αm 2

- Diện tích thép yêu cầu:

- Kiểm tra hàm lượng cốt thép: hàm lượng cốt thép không được quá nhiều để tránh phá hoại giòn, cũng không được quá ít:  min    max

Vậy : Cấu kiện thỏa điều kiện về hàm lượng cốt thép

4.4.2.3 Tính toán cốt đai Để tính cốt đai cho các dầm dùng phương pháp tính toán thực hành do GS.TS Nguyễn Đình Cống đề xuất trên cơ sở vận dụng trực tiếp các quy định của TCXDVN 356-2005

Phương pháp này dùng để tính toán các dầm thông thường của sàn và khung, chịu lực cắt không lớn, thõa mãn điều kiện: QA  0.7Qbt

QA – lực cắt lớn nhất trong đoạn dầm đang xét

Qbt = 0.3*φw1*φb1*Rb*b*h0– khả năng bê tông chịu cắt giữa các vết nứt nghiêng φw1 – lấy gần đúng 1  1.05 φb1 = 1R b = 1-0.01x14.5 = 0.885

Bảng 4.5: Kiểm tra điều kiện

Dầm b ho QA (kN) Qbt (kN) QA 0.7Qbt

- Điều kiện bền của tiết diện nghiêng

Trong trường hợp tổng quát: QQ b Q s w Q s inc

Lấy Q =QA và không tính cốt xiên Qs.inc =0

Viết lại điều kiện: QQ bs w Q b Q s w

Qbsw – khả năng chống cắt của tiết diện nghiêng do bêtông và cốt thép đai chịu

Qb – lực cắt do bêtông vùng nén chịu được, xác định theo công thức dưới đây:

Giá trị C và Co được xác định theo bảng 4.2 phụ thuộc vào C*, tính C* theo công thức:

 h , lấy qsw = max(qws1; qws2) để tính khoảng cách cốt đai s theo công thức : w w w s s s s R A

Trong đoạn gần gối dầm khoảng cách cấu tạo của cốt thép đai không được vượt quá:

300mm và h/3 khi h > 450mm Trong đoạn giữa dầm khoảng cách cấu tạo của cốt thép đai không được vượt quá:

500mm và 3/4h khi h>300mm Tại các đoạn dầm gần gối tựa các yêu cầu kể trên đều phải tuân theo bất kể phải tính hay không tính cốt đai

- Tính cốt thép đai cho dầm DCT (D2030):

 Chọn đai : đai 2 nhánh ϕ6, A sw = 56.52 (mm 2 ), R sw = 175 (MPa)

- φb2 = 2 (bê tông nặng), φf = 0 ( tiết diện không có cánh), φn = 0

- Các bước tính toán như phần trình bày phía trên được tính toán và giá trị thể hiện trong bảng dưới đây:

Bảng 4.6: Tính toán cốt đai dầm

- Dựa theo điều kiện cấu tạo cốt đai để lựa chọn giá trị bước đai như sau:

Dầm Bước đai gối Bước đai nhịp DCT

Dầm QA b ho Mb C* C Co Qb Qbmin qws1 qws2 qws s kN cm mm kN.mm mm mm mm kN kN kN/mm kN/mm kN/mm mm

TÍNH TOÁN THIẾT KẾ HỆ KHUNG

Dữ liệu

- Mô hình khung không gian được xây dựng trong phần mềm ETABS

- Dầm khung tiết diện D40x60 Cột, vách được khai báo như ở bước lựa chọn sơ bộ sau đó lựa chọn lại phù hợp với nội lực

- Số sàn tầng : 18 tầng : 17 tầng nổi, 1 tầng hầm

5.1.2 Tải trọng và tổ hợp tải trọng

Tải trọng khung được xác định trong mô hình thông qua chương trình tính toán tải trọng, trong đó phần mềm tự động tính toán tải trọng bản thân của kết cấu BTCT.

Bảng 5.1: Tải trọng tác dụng lên khung Ý nghĩa tải trọng Tên tải trọng Dạng

Tĩnh tải bản thân Dead Dead

Tĩnh tải SDead Super Dead

Gió tĩnh theo phương X (WTX) và Y (WTY) cung cấp thông tin về sự ổn định của gió trong hai hướng khác nhau Trong khi đó, gió động theo phương X (WDX) và Y (WDY) phản ánh sự biến đổi của gió Đồng thời, động đất cũng được phân tích theo hai phương X (QX) và Y (QY), giúp hiểu rõ hơn về các tác động địa chấn trong khu vực.

Gồm các tổ hợp được khai báo trong Load Combination bao gồm :

Bảng 5.2: Các trường hợp tổ hợp tải trọng tính toán

Load combination type Case name Scale factor

1 WDX SRSS WD1X; WD2X; WD3X 1; 1; 1

3 WDY SRSS WD1Y; WD2Y; WD3Y 1; 1; 1

5 Comb1 Add Dead; SDead; Live 1.1; 1.1; 1.2

6 Comb2 Add Dead; SDead; WX 1.1; 1.1; 1.2

7 Comb3 Add Dead; SDead; WX 1.1; 1.1; -1.2

8 Comb4 Add Dead; SDead; WY 1.1; 1.1; 1.2

9 Comb5 Add Dead; SDead; WY 1.1; 1.1; -1.2

10 Comb6 Add Dead; SDead; Live; WX 1.1; 1.1; 1.08; 1.08

11 Comb7 Add Dead; SDead; Live; WX 1.1; 1.1; 1.08; -1.08

12 Comb8 Add Dead; SDead; Live; WY 1.1; 1.1; 1.08; 1.08

13 Comb9 Add Dead; SDead; Live; WY 1.1; 1.1; 1.08; -1.08

14 Comb10 Add Dead; SDead; QX 1.1; 1.1; 1

15 Comb11 Add Dead; SDead; QX 1.1; 1.1; -1

16 Comb12 Add Dead; SDead; QY 1.1; 1.1; 1

17 Comb13 Add Dead; SDead; QY 1.1; 1.1; -1

18 Comb14 Add Dead; SDead; Live; QX 1.1; 1.1; 0.36; 1

19 Comb15 Add Dead; SDead; Live; QX 1.1; 1.1; 0.36; -1

20 Comb16 Add Dead; SDead; Live; QY 1.1; 1.1; 0.36; 1

21 Comb17 Add Dead; SDead; Live; QY 1.1; 1.1; 0.36; -1

22 Comb18 Add Dead; SDead; Live; QX; QY 1.1; 1.1; 0.36; 1; 0.3

23 Comb19 Add Dead; SDead; Live; QX; QY 1.1; 1.1; 0.36; -1; 0.3

24 Comb20 Add Dead; SDead; Live; QY; QX 1.1; 1.1; 0.36; 1; 0.3

25 Comb21 Add Dead; SDead; Live; QY; QX 1.1; 1.1; 0.36; -1; 0.3

Bảng 5.3: Các trường hợp tổ hợp tải trọng tiêu chuẩn

Load combination type Case name Scale factor

1 WDX SRSS WD1X; WD2X; WD3X 1; 1; 1

3 WDY SRSS WD1Y; WD2Y; WD3Y 1; 1; 1

5 Comb1 TC Add Dead; SDead; Live 1; 1; 1

6 Comb2 TC Add Dead; SDead; WX 1; 1; 1

7 Comb3 TC Add Dead; SDead; WX 1; 1; -1

8 Comb4 TC Add Dead; SDead; WY 1; 1; 1

9 Comb5 TC Add Dead; SDead; WY 1; 1; -1

10 Comb6 TC Add Dead; SDead; Live; WX 1; 1; 0.9; 0.9

11 Comb7 TC Add Dead; SDead; Live; WX 1; 1; 0.9; -0.9

12 Comb8 TC Add Dead; SDead; Live; WY 1; 1; 0.9; 0.9

13 Comb9 TC Add Dead; SDead; Live; WY 1; 1; 0.9; -0.9

14 Comb10 TC Add Dead; SDead; QX 1; 1; 1

15 Comb11 TC Add Dead; SDead; QX 1; 1; -1

16 Comb12 TC Add Dead; SDead; QY 1; 1; 1

17 Comb13 TC Add Dead; SDead; QY 1; 1; -1

18 Comb14 TC Add Dead; SDead; Live; QX 1; 1; 0.3; 1

19 Comb15 TC Add Dead; SDead; Live; QX 1; 1; 0.3; -1

20 Comb16 TC Add Dead; SDead; Live; QY 1; 1; 0.3; 1

21 Comb17 TC Add Dead; SDead; Live; QY 1; 1; 0.3; -1

22 Comb18 TC Add Dead; SDead; Live; QX; QY 1; 1; 0.3; 1; 0.3

23 Comb19 TC Add Dead; SDead; Live; QX; QY 1; 1; 0.3; -1; 0.3

24 Comb20 TC Add Dead; SDead; Live; QY; QX 1; 1; 0.3; 1; 0.3

25 Comb21 TC Add Dead; SDead; Live; QY; QX 1; 1; 0.3; -1; 0.3

5.1.3 Kiểm tra chuyển vị đỉnh

Sử dụng tổ hợp combbao để kiểm tra chuyển vị công trình

Hình 5.1: Chuyển vị đỉnh khung

Chuyển vị ngang lớn nhất tại đỉnh nhà: fmax = 0.028556 m

Chiều cao nhà tại tầng thượng: H = 58 m

Theo TCVN 198 : 1997, kết cấu khung vách: fmax = 0.028556 m < [f] = H/750 = 0.0773 m Vậy công trình thỏa điều kiện chuyển vị đỉnh.

Tính toán thiết kế cột trục 3 và trục C (C1, C2, C6)

Khung dọc trục gồm các cột C1, C2, C6 Do tính chất đối xứng nên ta tính toán cho 1/4 khung

Giá trị nội lực cột được xuất từ phần mềm tính toán

Nội lực cột tính toán cốt thép tính từ 3 thành phần : N, Mx, My

Nội lực cột xuất tại 2 mặt cắt : mặt cắt chân cột và mặt cắt đỉnh cột

Mỗi cột xuất nội lực ở tất cả các tầng và tất cả các tổ hợp tải trọng

Lựa chọn 1 số tổ hợp tải trọng bất lợi nhất cho mỗi mặt cắt cột để tính toán và so sánh cốt thép

5.2.1 Lý thuyết tính toán cột lệch tâm xiên

Phương pháp tính toán gần đúng cho cốt thép dựa trên việc chuyển đổi trường hợp nén lệch tâm xiên thành lệch tâm phẳng tương đương Nguyên tắc này được quy định trong tiêu chuẩn BS8110 của Anh và ACI318 của Mỹ, và GS Nguyễn Đình Cống đã phát triển các công thức phù hợp theo TCXDVN 356-2005 dựa trên nguyên tắc này.

- Xem liên kết giữa sàn và cột là liên kết cứng (nhà nhiều tầng trên 2 nhịp):

- Bán kính quán tính của cột: 12

- Độ lệch tâm ngẫu nhiên: e ax max( / 600;L C x / 30,1cm) max( / 600; / 30,1 ) ay y e  L C cm

- Độ lệch tâm thực tế: /

/ x ox ax x ax y oy ay y ay e e e M N e e e e M N e

- Lực nén tới hạn: 2.5 2 b th o

- Với hệ số uốn dọc: x y 28

   thì lấy hệ số uốn dọc:   x  y 1 x y 28

   thì lấy hệ số uốn dọc: 1

Phương pháp tính toán gần đúng dựa trên việc biến đổi trường hợp nén lệch tâm xiên thành nén lệch tâm phẳng tương đương để tính cốt thép

Xét tiết diện có các cạnh Cx, Cy Điều kiện để áp dụng phương pháp này là x y

C  , cốt thép được đặt theo chu vi phân bố đều hoặc cốt thép đặt theo phương cạnh ngắn có mật độ dày hơn

Tiết diện chịu lực nén N và momen uốn Mx = M3, My = M2, cùng với độ lệch tâm ngẫu nhiên eax, eay Sau khi phân tích uốn theo hai phương, hệ số ηx và ηy được tính toán Momen đã được gia tăng đáng kể.

Mx1 và My1 được xác định bằng công thức Mx1 = ηx × Mx và My1 = ηy × My Tùy thuộc vào mối quan hệ giữa giá trị Mx1 và My1 với kích thước các cạnh, chúng ta sẽ áp dụng một trong hai mô hình tính toán theo phương X hoặc phương Y.

Bảng 5.4: Điều kiện và kí hiệu

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

Giả thiết a, ở đây ta giả thiết a = 50 mm cho tất cả các cột

  h m0 = 0.4 Tính momen tương đương (biến đổi lệch tâm xiên ra lệch tâm phẳng)

Theo TCXDVN356:2005 độ lệch tâm ngẫu nhiên ea trong mọi trường hợp a

Với l là chiều dài cấu kiện; h là chiều cao tiết diện Độ lệch tâm ban đầu : 0 h e e a

  2 Với kết cấu tĩnh định e0 = e1 + ea

Với kết cấu siêu tĩnh e0 = Max(e1 , ea) Độ lệch tâm tính toán:

Tính toán độ mảnh hai phương x 0x y 0y x y l l i ; i

    ; λ = Max( λx, λy) Dựa vào độ lệch tâm e0 và giá trị x1 để phân biệt các trường hợp tính toán

Trường hợp 1: Nén lệch tâm rất bé: 0

 h  tính toán gần như nén đúng tâm

Hệ số ảnh hưởng độ lệch tâm γe:

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

Khi  14  1; khi 4< λ μ : tiết diện còn lớn, có thể giảm

- μ > μmax : tiết diện quá bé, tăng tiết diện hoặc cấp độ bền bê tông

Khi A s < 0, các kết quả trung gian như chiều cao vùng nén x1 và ứng suất trong bê tông cùng cốt thép không chính xác Những kết quả này chỉ có giá trị như điều kiện tính toán, không phản ánh đúng sự làm việc thực tế của tiết diện.

5.2.2 Lý thuyết cấu tạo bê tông cốt thép cột

5.2.2.1 Cốt thép dọc chịu lực

- Cốt thép chịu lực thường dùng các thanh đường kính ϕ = 12 - 40 Khi cạnh tiết diện lớn hơn 200mm nên chọn ϕ 16

- Trong trường hợp đặt cốt thép dọc chịu lực đều theo chu vi Gọi Ast là diện tích tiết diện toàn bộ cốt thép dọc chịu lực Đặt t st b

% với Ab là tiết diện tính toán của tiết diện bê tông

- Nên hạn chế tỉ số cốt thép:  o 2 min  t  m ax

- Khi cần hạn chế việc sử dụng quá nhiều thép người ta lấy  m ax = 3% Để đảm bảo sự làm việc chung giữa thép và bê tông thường lấy  m ax = 6%

Hàm lượng cốt thép tối thiểu trong các cột chịu nén lệch tâm với độ mảnh nhỏ hơn 35 là 0.15% khi mác bê tông từ 250 đến 400 Nếu cấu kiện chưa sử dụng quá 50% khả năng chịu lực, hàm lượng cốt thép tối thiểu sẽ giảm xuống 0.05% và không phụ thuộc vào độ mảnh.

- Khi cột đổ đứng khoảng cách tối thiểu giữa các thanh thép dọc là a1 > 50mm

- Bề dày lớp bê tông bảo vệ cốt thép a:

 a không nhỏ hơn 20mm khi d1: ϕ12-20

 a không nhỏ hơn 25mm khi d1> ϕ20

 a không nhỏ hơn 30mm khi d1 > ϕ32

Cốt thép ngang, hay còn gọi là cốt đai, đóng vai trò quan trọng trong việc giữ vị trí của cốt thép dọc trong quá trình thi công và đảm bảo sự ổn định cho cốt thép dọc chịu nén Đặc biệt, trong các trường hợp cấu kiện phải chịu lực cắt lớn, cốt đai cũng tham gia vào việc chịu lực cắt Theo TCVN 198:1997, có một số quy định cụ thể về cốt thép ngang trong kết cấu nhà cao tầng.

- Đường kính cốt đai ϕđ  {1/4 ϕmax ;8mm}

- Trong phạm vi vùng nút khung từ điểm cách mép dưới của dầm 1 khoảng l1 (l1 chiều cao tiết diện cột, l11/6 chiều cao thông thủy của tầng, đồng thời l1

 450mm) phải bố trí cốt đai dày hơn Khoảng cách này không lớn hơn 6 lần đường kính cốt thép dọc và cùng không lớn hơn 100mm

Trong các đoạn còn lại, khoảng cách giữa các đai c không được lớn hơn cạnh nhỏ của tiết diện và phải nhỏ hơn 6 lần đường kính cốt thép dọc đối với động đất mạnh, hoặc nhỏ hơn 12 lần đối với động đất yếu và trung bình.

- Trong đoạn cốt dọc nối chồng thì c  10ϕ

- Trong đoạn không nối chồng, với thép AIII – Rsc = 365 < 400Mpa, khoảng cách cốt đai: c  15ϕ max và c 500mm

Qui định nối chồng cốt thép dọc:

Số vị trí nối thép được xác định dựa trên số thanh thép dọc ở một cạnh cột: với 5-8 thanh cần 2 vị trí nối, 4 thanh cần 1 vị trí nối, và khi có hơn 8 thanh thì cần 3 vị trí nối Khoảng cách giữa các mối nối là 40d.

Trong trường hợp cột chịu nén trung tâm và cột nén lệch tâm nhỏ (eo > 0.2ho), dù lượng thép ở một cạnh cột có lớn đến đâu, thép dọc cột vẫn chỉ được nối tại một vị trí duy nhất.

- Chiều dài nhỏ nhất của đoạn nối chồng với cốt thép buộc nhóm AIII, ở vùng nén là 30d

Các nút khung và các nút liên kết giữa cột vách và dầm nối ở các vách cứng hoặc lõi cứng thường chịu nội lực lớn Do đó, bên cạnh việc bố trí cốt thép chịu lực theo tính toán, cần thiết phải bổ sung cốt đai gia cường để đảm bảo độ bền và an toàn cho công trình.

Các cốt đai cần đảm bảo sự kết nối giữa cột và dầm để chống lại sự gia tăng đột ngột của lực cắt tại nút, đồng thời tăng cường độ bền vững của nút trước các nội lực xuất hiện trong tiết diện nghiêng, mà trong quá trình thiết kế chưa được tính toán đầy đủ.

Một số nguyên tắc cơ bản cấu tạo các nút ở vị trí khác nhau của các khung

Sau khi hoàn tất việc tính toán nội lực cho toàn bộ công trình với các tổ hợp tải trọng, chúng tôi đã xuất kết quả nội lực tại hai mặt cắt nguy hiểm của các cột C1, C2, C6 Tiếp theo, tiến hành tính toán cho tất cả các trường hợp nhằm xác định diện tích cốt thép lớn nhất trong tiết diện theo từng tầng.

Bảng 5.5: Bảng tính thép dọc cột C1

Story Cột N Mx My L h0 h b Ast

Bố trí As μ kN kN.m kN.m mm mm mm mm mm 2 mm 2 %

THUONG C1 -338.7 150.99 -199 3600 350 400 400 6323.5 12ỉ28 7385 5.28 TANG 15 C1 -726.1 138.35 -169.8 3600 350 400 400 4080.5 8ỉ28 4924 3.52 TANG 14 C1 -1108 137.3 -169.7 3600 350 400 400 3339.2 8ỉ28 4924 3.52 TANG 13 C1 -1485 136.74 -164.6 3600 350 400 400 3643.8 8ỉ28 4924 3.52 TANG 12 C1 -1856 116.64 -152.1 3600 350 400 400 3774.9 8ỉ28 4924 3.52 TANG 11 C1 -2202 105.31 -145.9 3600 350 400 400 3347.1 12ỉ28 7385 5.28 TANG 10 C1 -2542 109.27 -145.2 3600 350 400 400 4024.6 12ỉ28 7385 5.28 TANG 9 C1 -2884 114.03 -143.4 3600 350 400 400 4799 12ỉ28 7385 5.28 TANG 8 C1 -3227 117.52 -144.8 3600 350 400 400 5703.7 12ỉ28 7385 5.28 TANG 7 C1 -3574 128.41 -154.6 3600 350 400 400 6888 12ỉ28 7385 5.28 TANG 6 C1 -3923 93.259 -112.4 3600 350 400 400 6773.2 12ỉ28 7385 5.28 TANG 5 C1 -4310 191.17 -224 3600 500 550 550 3019.1 12ỉ28 7385 2.69 TANG 4 C1 -4705 168.17 -195.9 3600 500 550 550 3572.6 12ỉ28 7385 2.69 TANG 3 C1 -5098 214.56 -194 3600 500 550 550 5004.3 12ỉ28 7385 2.69 TANG 2 C1 -5495 79.847 -220.2 3600 500 550 550 5610.3 16ỉ28 9847 3.58 TANG TRET C1 -6076 5.823 -330.1 4600 500 550 550 8330.3 16ỉ28 9847 3.58 HAM C1 -6687 5.108 154.78 3100 500 550 550 7906.8 16ỉ28 9847 3.58

THUONG C2 -498.9 22.188 131.9 3600 350 400 400 1655 12ỉ28 7385 5.28 TANG 15 C2 -1141 28.889 117.88 3600 350 400 400 480.87 12ỉ28 7385 5.28 TANG 14 C2 -2201 26.402 101.3 3600 350 400 400 1391.9 12ỉ28 7385 5.28 TANG 13 C2 -2974 30.745 101.01 3600 350 400 400 3531 12ỉ28 7385 5.28 TANG 12 C2 -3871 24.236 39.723 3600 350 400 400 5364.7 12ỉ28 7385 5.28 TANG 11 C2 -4580 58.68 149.86 3600 500 550 550 2187.6 12ỉ28 7385 2.69 TANG 10 C2 -5560 60.177 58.054 3600 500 550 550 4460.9 12ỉ28 7385 2.69 TANG 9 C2 -6421 50.555 36.394 3600 500 550 550 7088.6 12ỉ28 7385 2.69 TANG 8 C2 -7314 82.601 40.101 3600 650 700 700 1967.5 12ỉ28 7385 1.62 TANG 7 C2 -8212 77.613 23.797 3600 650 700 700 4695.5 12ỉ28 7385 1.62 TANG 6 C2 -9114 70.136 -4.54 3600 650 700 700 7380 12ỉ28 7385 1.62 TANG 5 C2 -10017 77.378 -29.43 3600 700 750 750 7186.2 24ỉ28 14771 2.81 TANG 4 C2 -10925 77.934 -37.27 3600 700 750 750 9944.3 24ỉ28 14771 2.81 TANG 3 C2 -11842 78.777 -56.07 3600 700 750 750 12734 24ỉ28 14771 2.81 TANG 2 C2 -12804 68.401 -5.44 3600 800 850 850 9040.1 24ỉ28 14771 2.17 TANG TRET C2 -13922 4.347 18.329 4600 800 850 850 12437 24ỉ28 14771 2.17 HAM C2 -15073 -7.021 2.407 3100 800 850 850 15937 28ỉ28 17232 2.53

THUONG C6 -350.9 48.3 -10.08 3600 300 350 350 211.38 8ỉ28 4924 4.69 TANG 15 C6 -1033 21.471 -52.45 3600 300 350 350 -789.3 8ỉ28 4924 4.69 TANG 14 C6 -1600 14.034 -51.95 3600 300 350 350 506.15 8ỉ28 4924 4.69 TANG 13 C6 -2171 5.681 -53.5 3600 300 350 350 2096.5 8ỉ28 4924 4.69 TANG 12 C6 -2796 -13.99 -25.12 3600 300 350 350 3659.3 8ỉ28 4924 4.69 TANG 11 C6 -3336 -17.5 -128.3 3600 450 500 500 647.18 8ỉ28 4924 2.19 TANG 10 C6 -3924 -26.83 -120.7 3600 450 500 500 2251.8 8ỉ28 4924 2.19 TANG 9 C6 -4517 -40.41 -123.8 3600 450 500 500 4027.9 8ỉ28 4924 2.19 TANG 8 C6 -5117 -53.62 -124.5 3600 450 500 500 5795.9 16ỉ28 9847 4.38 TANG 7 C6 -5723 -77.1 -130 3600 450 500 500 7680.8 16ỉ28 9847 4.38 TANG 6 C6 -6437 -75.31 -55.88 3600 450 500 500 9380 16ỉ28 9847 4.38 TANG 5 C6 -6972 -121.4 -204.1 3600 650 700 700 1356.6 12ỉ28 7385 1.62 TANG 4 C6 -7728 -147 -94.4 3600 650 700 700 3225.5 12ỉ28 7385 1.62 TANG 3 C6 -8382 -146.6 -119.8 3600 650 700 700 5212 12ỉ28 7385 1.62 TANG 2 C6 -9055 -234.7 -16.07 3600 650 700 700 7260.1 20ỉ28 12308 2.71 TANG TRET C6 -9728 -361.5 11.424 4600 650 700 700 10136 20ỉ28 12308 2.71 HAM C6 -10380 -143.6 -0.71 3100 650 700 700 11287 20ỉ28 12308 2.71

Trong các nút khung phải dùng đai kín cho cả dầm và cột Theo TCXD

Đường kính cốt đai không được nhỏ hơn một nửa đường kính cốt dọc và phải lớn hơn hoặc bằng 8mm Ngoài ra, cần bố trí liên tục qua nút khung với mật độ tương tự như vùng nút khung.

Chọn cốt đai trong cột thỏa: ỉ  8 ỉ  max

Trong vùng nút khung, từ điểm cách mép trên đến mép dưới của dầm, cần bố trí cốt đai dày hơn với khoảng cách không vượt quá 6 lần đường kính cốt thép dọc và không lớn hơn 100mm Yêu cầu chiều cao tiết diện cột phải lớn hơn hoặc bằng chiều cao thông thủy của tầng, đồng thời phải đạt tối thiểu 450mm.

Khoảng cách cốt thép đai trong toàn bộ cột (trừ đoạn nối buộc và nút khung) là a d    d doc min lấy   d 15 khi tỷ số cốt thép  0.03 và   d 10 khi  0.03 đồng thời a d 400

Trong vùng nối cốt thép dọc, cần sử dụng cốt thép đai dày hơn với khoảng cách tối đa không quá 10 lần đường kính cốt thép dọc tối thiểu Đoạn nối buộc cốt thép dọc phải có ít nhất 4 cốt đai, với kích thước tối đa là 100 mm.

Tính toán thiết kế dầm

5.3.1 Lý thuyết tính toán dầm

Cốt thép trong dầm được tính toán dựa trên cấu kiện chịu uốn, và để đơn giản hóa quy trình, chúng tôi phát triển một chương trình tính toán cốt thép cho dầm dựa trên dữ liệu xuất ra từ ETABS Dữ liệu này bao gồm biểu đồ bao Moment cho tất cả các tổ hợp Quy trình tính toán được thực hiện tại ba tiết diện nguy hiểm, phù hợp với biểu đồ bao nội lực.

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

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

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

 àmax: tỷ lệ cốt thộp tối đa, thường lấy: b max R R s s sc,u

Bảng 5.8: Bảng tính thép dầm tầng 4

Load Vị trí Mmax As h0 αm ξ

Bố trí thép b h Chọn thép

0.4 0.6 COMBBAOTT MIN 0.275 -262.74 1365.21 0.575 0.15 0.17 4ỉ22 1519 0.66 0.4 0.6 COMBBAOTT MAX 3.8 175.49 883.65 0.575 0.10 0.11 4ỉ20 1256 0.55 0.4 0.6 COMBBAOTT MIN 8.575 -307.41 1625.33 0.575 0.18 0.20 5ỉ22 1900 0.83 D2

0.4 0.6 COMBBAOTT MIN 0.425 -298.85 1574.71 0.575 0.17 0.19 5ỉ22 1900 0.83 0.4 0.6 COMBBAOTT MAX 4 228.89 1174.46 0.575 0.13 0.14 4ỉ20 1256 0.55 0.4 0.6 COMBBAOTT MIN 9.2 -451.26 2543.48 0.575 0.26 0.31 7ỉ22 2659 1.16 D3

0.4 0.6 COMBBAOTT MIN 0 -268.94 1400.74 0.575 0.16 0.17 5ỉ22 1900 0.83 0.4 0.6 COMBBAOTT MAX 2.9 225.68 1156.63 0.575 0.13 0.14 4ỉ20 1256 0.55 0.4 0.6 COMBBAOTT MIN 2.9 -192.65 975.83 0.575 0.11 0.12 3ỉ22 1140 0.50 D18

0.4 0.6 COMBBAOTT MIN 0.35 -214.83 1096.72 0.575 0.12 0.13 3ỉ22 1140 0.50 0.4 0.6 COMBBAOTT MAX 3.875 207.27 1055.30 0.575 0.12 0.13 4ỉ20 1256 0.55 0.4 0.6 COMBBAOTT MIN 9 -401.91 2212.69 0.575 0.23 0.27 7ỉ22 2659 1.16 D20 0.15 0.4 COMBBAOTT MIN 1.35 -24.62 188.70 0.375 0.09 0.09 2ỉ22 760 1.35

0.4 0.6 COMBBAOTT MIN 0.425 -265.56 1381.32 0.575 0.15 0.17 5ỉ22 1900 0.83 0.4 0.6 COMBBAOTT MAX 4 222.57 1139.42 0.575 0.13 0.14 5ỉ20 1570 0.68 0.4 0.6 COMBBAOTT MIN 9.2 -469.91 2658.20 0.575 0.27 0.33 7ỉ22 2659 1.16 D6

0.4 0.6 COMBBAOTT MIN 0 -195.26 989.94 0.575 0.11 0.12 3ỉ22 1140 0.50 0.4 0.6 COMBBAOTT MAX 0 239.52 1233.80 0.575 0.14 0.15 4ỉ20 1256 0.55 0.4 0.6 COMBBAOTT MIN 2.9 -303.23 1600.58 0.575 0.18 0.19 5ỉ22 1900 0.83 D7

0.4 0.6 COMBBAOTT MIN 0.35 -371.10 2015.06 0.575 0.22 0.25 7ỉ22 2659 1.16 0.4 0.6 COMBBAOTT MAX 4.6 217.94 1113.88 0.575 0.13 0.14 4ỉ20 1256 0.55 0.4 0.6 COMBBAOTT MIN 8.85 -366.80 1987.99 0.575 0.21 0.24 7ỉ22 2659 1.16

0.4 0.6 COMBBAOTT MIN 0 -288.87 1516.18 0.575 0.17 0.18 4ỉ22 1519 0.66 0.4 0.6 COMBBAOTT MAX 4.075 144.04 717.61 0.575 0.08 0.09 3ỉ20 942 0.41 0.4 0.6 COMBBAOTT MIN 4.075 -4.63 22.07 0.575 0.00 0.00 2ỉ22 760.00 0.33 D14

0.15 0.3 COMBBAOTT MIN 4.113 -1.30 12.97 0.275 0.01 0.01 2ỉ22 760 1.84 0.15 0.3 COMBBAOTT MAX 7.7 2.92 29.35 0.275 0.02 0.02 2ỉ20 628 1.52 0.15 0.3 COMBBAOTT MIN 5.2 -3.54 35.65 0.275 0.02 0.02 2ỉ22 760 1.84

0.4 0.6 COMBBAOTT MIN 0 -147.89 737.77 0.575 0.09 0.09 2ỉ22 760 0.33 0.4 0.6 COMBBAOTT MAX 4.8 102.26 502.58 0.575 0.06 0.06 2ỉ20 628 0.27 0.4 0.6 COMBBAOTT MIN 9.2 -140.38 698.56 0.575 0.08 0.08 2ỉ22 760 0.33 D12 0.15 0.3 COMBBAOTT MIN 1.7 -23.04 250.89 0.275 0.16 0.17 2ỉ22 760 1.84 D11 0.15 0.3 COMBBAOTT MIN 1.7 -15.38 162.10 0.275 0.10 0.11 2ỉ22 760 1.84

5.3.2.2 Tính toán thép đai Để tính cốt đai cho các dầm dùng phương pháp tính toán thực hành do GS.TS Nguyễn Đình Cống đề xuất trên cơ sở vận dụng trực tiếp các quy định của TCXDVN 356-2005

Dầm B (cm) ho (cm) QA (kN) Qbt (kN) QA 0.7Qbt

Lấy Q =QA và không tính cốt xiên Qs.inc =0

Qb – lực cắt do bêtông vùng nén chịu được, xác định theo công thức dưới đây: b b

- Tính cốt thép đai cho dầm:

Bảng 5.10: Bảng tính toán cốt đai

Dầm Q A b h o M b C * C C o Q b Q bmin q ws1 q ws2 q ws S S chọn kN mm mm kN.mm mm mm mm kN kN kN/mm kN/mm kN/mm mm mm

Dầm Bước đai gối Bước đai nhịp D40x60

Tính toán thiết kế vách V1, V2, V3, V4

Vách bê tông cốt thép là một trong những hệ kết cấu chịu lực quan trọng, nổi bật với tính liền khối tốt và độ cứng lớn, giúp giảm thiểu biến dạng ngang.

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

Khả năng chịu lực của vách phụ thuộc vào tất cả các thành phần nội lực như Mx, My, Qx, và Qy Tuy nhiên, momen uốn và lực cắt theo phương mảnh thường không đáng kể và thường được bỏ qua trong tính toán do có sự hỗ trợ của cốt thép cấu tạo Do đó, vách cứng chỉ chịu tải trọng ngang tác động song song với mặt phẳng của nó, chỉ xem xét tổ hợp nội lực gồm (N, My, Qx).

Hình 5.3: Các nội lực chính của vách

Việc tính toán tác động đồng thời của momen và lực cắt trong thiết kế cấu kiện là một thách thức lớn, do đó các tiêu chuẩn hiện hành tại Việt Nam như TCXDVN 356-2005 và TCXDVN 5574-1991 vẫn tách biệt việc tính toán cốt dọc và cốt đai Điều này dẫn đến khó khăn trong thực tế thiết kế, vì chưa có quy định cụ thể cho loại cấu kiện này Có thể áp dụng các quy định tính toán cột để xác định cốt thép dọc cho vách, và sử dụng quy định tính toán khả năng chịu lực trên tiết diện nghiêng cho cốt thép ngang Tuy nhiên, phương pháp này chưa phản ánh đầy đủ sự làm việc của vách trong thực tế.

Ba phương pháp tính toán cốt thép dọc cho vách phẳng thường dùng trong thiết kế nhà cao tầng:

- Phương pháp phân bố ứng suất dàn hồi;

- Phương pháp giả thiết vùng biên chịu momen;

- Phương pháp xây dựng biểu đồ tương tác

Trong đồ án, sinh viên thực hiện tính toán cốt thép cho vách theo phương pháp giả thiết vùng biên chịu momen Cấu trúc cốt thép của vách cứng được thiết kế theo các quy định của TCXD 198:1997 và TCXDVN 375:2006.

Các giả thiết cơ bản:

- Ứng suất kéo do cốt thép chịu

- Ứng suất nén do cả bê tông và cốt thép chịu

- Cốt thép đặt trong vùng biên ở hai đầu vách được thiết kế để chịu toàn bộ mômen

- Lực dọc trục được giả thiết là phân bố đều trên toàn bộ chiều dài tường

Bước1: Giả thiết chiều dài B của vùng biên chịu mômen

Vách chịu lực dọc trục N và momen uốn trong mặt phẳng Mx được phân tích, trong đó momen Mx được xem như một cặp ngẫu lực tác động tại hai biên của tường.

Theo 5.4.3.4.2(6) và 5.4.3.4.2(10) TCXDVN 375:2006: max {0.15Lp ; 1.5tp}  B max{0.2Lp ; 2tp}

Hình 5.4: Vùng biên chịu kéo nén.

Bước 2: Xác định lực kéo hoặc nén trong vùng biên

Hình 5.5: Lực kéo nén trong vùng biên

Mômen và lực dọc được phân thành cặp ngẫu lực tác dụng vào hai phần tử biên

 Lp, tp : lần lượt là chiều dài và chiều dày vách

 Bl, Br : lần lượt là chiều dài vùng biên bên trái và bên phải

 A, Ab: lần lượt là diện tích mặt cắt vách, diện tích vùng biên

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

- Diện tích cốt thép trong phần tử biên

- Diện tích cốt thép chịu kéo

- Diện tích cốt thép chịu nén

 γb3– hệ số điều kiện làm việc của bê tông khi đổ bê tông theo phương đứng, mỗi lớp dày trên 1.5m, bằng 0.85;

 Bỏ qua ảnh hưởng của uốn dọc f =1

Bước 4: Kiểm tra hàm lượng cốt thép

- Hàm lượng cốt thép thẳng đứng chọn  0,40% (đối với động đất yếu) và  0,60% (đối với động đất trung bình và mạnh) nhưng không lớn hơn 3.5%

Nếu không đạt yêu cầu, cần tăng kích thước B và bắt đầu tính toán lại từ bước 1 Chiều dài tối đa của vùng biên là L/2; nếu vượt quá giới hạn này, cần phải tăng độ dày của tường.

Bước 5: Kiểm tra phần tường còn lại giữa hai vùng biên như đối với cấu kiện chịu nén đúng tâm:

Phần tường giữa hai vùng biên sẽ được gia cố bằng cốt thép để chịu lực dọc, đảm bảo hàm lượng cốt thép trong vách đạt tiêu chuẩn tối thiểu là μ min = 0.6% ≤ μ.

5.4.2 Các điều kiện cấu tạo cốt thép vách (TCXDVN 198-1997)

Cần lắp đặt hai lớp thép lưới với đường kính cốt thép tối thiểu là 10mm và không nhỏ hơn 0,1b Hai lớp lưới này phải được liên kết bằng các móc đai hình chữ S với mật độ 4 móc trên mỗi mét vuông.

Hàm lượng cốt thép thẳng đứng chọn  0,40% (đối với động đất yếu) và  0,60% (đối với động đất trung bình và mạnh) nhưng không lớn hơn 3,5%

Chiều dài nối buộc của cốt thép lấy bằng 1,50lbo (đối với động đất yếu) và 2,0lbo

Đối với động đất trung bình và mạnh, chiều dài neo tiêu chuẩn (lbo) được áp dụng trong trường hợp không có động đất Ngoài ra, các điểm nối thép cần được đặt so le để đảm bảo tính ổn định và an toàn cho công trình.

Khoảng cách giữa các cốt thép chọn  200mm (nếu b 300mm) và  2b/3 (nếu b 300mm) Riêng với động đất yếu các cốt thép nằm ngang có thể cách nhau tới 250mm

Cốt thép nằm ngang chọn không ít hơn 1/3 lượng cốt thép với hàm lượng  0,25% (đối với động đất yếu) và  0,45% (đối với động đất trung bình và mạnh)

Bảng 5.11: Bảng tính thép vách V1

Bố trí Bm Am kN kN.m m m m m cm 2 % m m 2

THUONG V1 -137.3 -253.2 3.6 3.2 0.3 0.3 2.66 0.30 8ỉ22 2.6 ỉ12a200 TANG 15 V1 -387.8 -387.1 3.6 3.2 0.3 0.3 3.47 0.39 8ỉ22 2.6 ỉ12a200 TANG 14 V1 -1237 20.07 3.6 3.2 0.3 0.3 3.89 0.43 8ỉ22 2.6 ỉ12a200 TANG 13 V1 -1663 3.951 3.6 3.2 0.3 0.3 5.52 0.61 8ỉ22 2.6 ỉ12a200 TANG 12 V1 -2090 -14.24 3.6 3.2 0.3 0.3 6.82 0.76 8ỉ22 2.6 ỉ12a200 TANG 11 V1 -2511 -16.29 3.6 3.2 0.3 0.3 8.21 0.91 8ỉ22 2.6 ỉ12a200 TANG 10 V1 -2924 -25.24 3.6 3.2 0.3 0.3 9.48 1.05 8ỉ22 2.6 ỉ12a200 TANG9 V1 -3332 -30.67 3.6 3.2 0.3 0.3 10.78 1.20 8ỉ22 2.6 ỉ12a200 TANG 8 V1 -3741 -34.66 3.6 3.2 0.3 0.3 12.10 1.34 8ỉ22 2.6 ỉ12a200 TANG 7 V1 -4155 -40.08 3.6 3.2 0.3 0.3 13.42 1.49 8ỉ22 2.6 ỉ12a200 TANG 6 V1 -4583 -53.06 3.6 3.2 0.3 0.3 14.69 1.63 8ỉ22 2.6 ỉ12a200 TANG 5 V1 -5034 -55.2 3.6 3.2 0.3 0.3 16.18 1.80 8ỉ22 2.6 ỉ12a200 TANG 4 V1 -5520 -73.31 3.6 3.2 0.3 0.3 17.58 1.95 8ỉ22 2.6 ỉ12a200 TANG 3 V1 -6008 89.203 3.6 3.2 0.3 0.3 19.02 2.11 8ỉ22 2.6 ỉ12a200 TANG 2 V1 -6682 51.214 3.6 3.2 0.3 0.3 21.74 2.42 8ỉ22 2.6 ỉ12a200 TANG TRET V1 -7413 -165.7 4.6 3.2 0.3 0.3 22.78 2.53 8ỉ22 2.6 ỉ12a200 HAM V1 -8219 -27.15 3.1 3.2 0.3 0.3 27.18 3.02 8ỉ22 2.6 ỉ12a200

THUONG V2 -160.7 430.88 3.6 3.2 0.3 0.3 4.77 0.53 8ỉ22 2.6 ỉ12a200 TANG 15 V2 -408.5 515.33 3.6 3.2 0.3 0.3 4.98 0.55 8ỉ22 2.6 ỉ12a200 TANG 14 V2 -685.4 561.98 3.6 3.2 0.3 0.3 4.63 0.51 8ỉ22 2.6 ỉ12a200 TANG 13 V2 -1991 -79.15 3.6 3.2 0.3 0.3 5.69 0.63 8ỉ22 2.6 ỉ12a200 TANG 12 V2 -2452 -102.9 3.6 3.2 0.3 0.3 6.94 0.77 8ỉ22 2.6 ỉ12a200 TANG 11 V2 -2898 -90.27 3.6 3.2 0.3 0.3 8.59 0.95 8ỉ22 2.6 ỉ12a200 TANG 10 V2 -3298 -71.91 3.6 3.2 0.3 0.3 10.16 1.13 8ỉ22 2.6 ỉ12a200 TANG9 V2 -3703 -0.972 3.6 3.2 0.3 0.3 12.39 1.38 8ỉ22 2.6 ỉ12a200 TANG 8 V2 -4203 56.85 3.6 3.2 0.3 0.3 13.37 1.49 8ỉ22 2.6 ỉ12a200 TANG 7 V2 -4685 51.61 3.6 3.2 0.3 0.3 15.05 1.67 8ỉ22 2.6 ỉ12a200 TANG 6 V2 -5174 50.171 3.6 3.2 0.3 0.3 16.71 1.86 8ỉ22 2.6 ỉ12a200 TANG 5 V2 -5677 58.271 3.6 3.2 0.3 0.3 18.29 2.03 8ỉ22 2.6 ỉ12a200 TANG 4 V2 -6730 -194.6 3.6 3.2 0.3 0.3 20.14 2.24 8ỉ22 2.6 ỉ12a200 TANG 3 V2 -7369 -181 3.6 3.2 0.3 0.3 22.44 2.49 8ỉ22 2.6 ỉ12a200 TANG 2 V2 -8123 -156.8 3.6 3.2 0.3 0.3 25.26 2.81 8ỉ22 2.6 ỉ12a200 TANG TRET V2 -8815 -196.1 4.6 3.2 0.3 0.3 27.10 3.01 8ỉ22 2.6 ỉ12a200 HAM V2 -9443 35.989 3.1 3.2 0.3 0.3 31.18 3.46 8ỉ22 2.6 ỉ12a200

THUONG V3 -1042 -30.4 3.6 9.2 0.3 0.4 1.49 0.12 10ỉ25 8.4 ỉ12a200 TANG 15 V3 -2225 134.62 3.6 9.2 0.3 0.4 2.91 0.24 10ỉ25 8.4 ỉ12a200 TANG 14 V3 -3260 25.145 3.6 9.2 0.3 0.4 4.96 0.41 10ỉ25 8.4 ỉ12a200 TANG 13 V3 -4300 -5.718 3.6 9.2 0.3 0.4 6.65 0.55 10ỉ25 8.4 ỉ12a200 TANG 12 V3 -5438 99.17 3.6 9.2 0.3 0.4 8.04 0.67 10ỉ25 8.4 ỉ12a200 TANG 11 V3 -6569 51.466 3.6 9.2 0.3 0.4 9.99 0.83 10ỉ25 8.4 ỉ12a200 TANG 10 V3 -7654 17.877 3.6 9.2 0.3 0.4 11.81 0.98 10ỉ25 8.4 ỉ12a200 TANG9 V3 -8703 -15.56 3.6 9.2 0.3 0.4 13.45 1.12 10ỉ25 8.4 ỉ12a200 TANG 8 V3 -10129 -133 3.6 9.2 0.3 0.4 15.19 1.27 10ỉ25 8.4 ỉ12a200 TANG 7 V3 -11511 -114.2 3.6 9.2 0.3 0.4 17.41 1.45 10ỉ25 8.4 ỉ12a200 TANG 6 V3 -12963 -82.31 3.6 9.2 0.3 0.4 19.80 1.65 10ỉ25 8.4 ỉ12a200 TANG 5 V3 -14345 -72.63 3.6 9.2 0.3 0.4 21.98 1.83 10ỉ25 8.4 ỉ12a200 TANG 4 V3 -15826 -56.24 3.6 9.2 0.3 0.4 24.35 2.03 10ỉ25 8.4 ỉ12a200 TANG 3 V3 -17415 -43.65 3.6 9.2 0.3 0.4 26.86 2.24 10ỉ25 8.4 ỉ12a200 TANG 2 V3 -19618 -210.9 3.6 9.2 0.3 0.4 29.61 2.47 10ỉ25 8.4 ỉ12a200 TANG TRET V3 -20586 -47 4.6 9.2 0.3 0.4 31.78 2.65 10ỉ25 8.4 ỉ12a200 HAM V3 -23048 -353.7 3.1 9.2 0.3 0.4 34.35 2.86 10ỉ25 8.4 ỉ12a200

THUONG V4 -1471 6.748 3.6 9.2 0.3 0.4 2.26 0.19 10ỉ25 8.4 ỉ12a200 TANG 15 V4 -2773 21.152 3.6 9.2 0.3 0.4 4.22 0.35 10ỉ25 8.4 ỉ12a200 TANG 14 V4 -4069 -157.7 3.6 9.2 0.3 0.4 5.68 0.47 10ỉ25 8.4 ỉ12a200 TANG 13 V4 -5268 -49.56 3.6 9.2 0.3 0.4 7.98 0.66 10ỉ25 8.4 ỉ12a200 TANG 12 V4 -6710 89.12 3.6 9.2 0.3 0.4 10.06 0.84 10ỉ25 8.4 ỉ12a200 TANG 11 V4 -8003 64.78 3.6 9.2 0.3 0.4 12.16 1.01 10ỉ25 8.4 ỉ12a200 TANG 10 V4 -9286 37.972 3.6 9.2 0.3 0.4 14.27 1.19 10ỉ25 8.4 ỉ12a200 TANG9 V4 -10554 16.539 3.6 9.2 0.3 0.4 16.32 1.36 10ỉ25 8.4 ỉ12a200 TANG 8 V4 -12747 284.75 3.6 9.2 0.3 0.4 18.64 1.55 10ỉ25 8.4 ỉ12a200 TANG 7 V4 -14290 228.35 3.6 9.2 0.3 0.4 21.26 1.77 10ỉ25 8.4 ỉ12a200 TANG 6 V4 -15868 145.61 3.6 9.2 0.3 0.4 24.05 2.00 10ỉ25 8.4 ỉ12a200 TANG 5 V4 -17407 96.222 3.6 9.2 0.3 0.4 26.64 2.22 10ỉ25 8.4 ỉ12a200 TANG 4 V4 -18993 32.547 3.6 9.2 0.3 0.4 29.36 2.45 10ỉ25 8.4 ỉ12a200 TANG 3 V4 -20595 -49.17 3.6 9.2 0.3 0.4 31.78 2.65 10ỉ25 8.4 ỉ12a200 TANG 2 V4 -22568 -116.8 3.6 9.2 0.3 0.4 34.57 2.88 10ỉ25 8.4 ỉ12a200 TANG TRET V4 -24162 -61.55 4.6 9.2 0.3 0.4 37.27 3.11 10ỉ25 8.4 ỉ12a200 HAM V4 -25428 -184.5 3.1 9.2 0.3 0.4 38.74 3.23 10ỉ25 8.4 ỉ12a200

5.4.3.2 Tính toán cốt đai Để tính cốt đai cho các dầm dùng phương pháp tính toán thực hành do GS.TS Nguyễn Đình Cống đề xuất trên cơ sở vận dụng trực tiếp các quy định của TCXDVN 356-2005

Vách B (cm) ho (cm) QA (kN) Qbt (kN) QA 0.7Qbt

Lấy Q = QA và không tính cốt xiên Qs.inc =0

Qb – lực cắt do bêtông vùng nén chịu được, xác định theo công thức dưới đây: b b

- Tính cốt thép đai cho dầm:

Bảng 5.16: Bảng tính toán cốt đai

Dầm Q A b h o M b C * C C o Q b Q bmin q ws1 q ws2 q ws S S chọn kN mm mm kN.mm mm mm mm kN kN kN/mm kN/mm kN/mm mm mm

Dầm Bước đai gối Bước đai nhịp

TÍNH TOÁN THIẾT KẾ MÓNG

Điều kiện địa chất công trình

Công trình gồm 16 tầng nổi và 01 tầng hầm, cốt 0.00 mặt đất tự nhiên Chiều cao công trình từ cốt 0.00m là 58.00m Kết cấu khung – vách BTCT chịu lực

6.1.1 Địa tầng Ðịa tầng được xác định từ kết quả thí nghiệm hiện trường và thí nghiệm trong phòng với 4 hố khoan phủ kín mặt bằng công trường Sinh viên chọn hố khoan 1 để thiết kế cho công trình Kết quả được tổng kết trong bảng sau:

Bảng 6.1: Bảng tổng kết các lớp địa chất dưới công trình

Lớp đất Bề dày Cốt cao độ m Đỉnh lớp Đáy lớp

Lớp 2: Bụi cát màu xám đen trạng thái chảy 2.5 -2.5 -5

Lớp 3a: Cát chứa sét lẫn sạn màu nâu đỏ, trạng thái dẻo 2.2 -5 -7.2

Lớp 3b: Cát chứa sét màu xám xanh, nâu vàng, trạng thái dẻo

Lớp 4: Cát bụi màu xám vàng, xám trắng, trạng thái xốp đến chặt

Lớp 5: Sét màu nâu hồng, trạng thái cứng 14.9 -36.7 -51.6

Bảng 6.2: Bảng tổng hợp thống kê

Lớp số Tên đất, đặc tính Độ sâu đáy lớp (m)

(kN/m 3 )  Độ sệt Thí nghiệm cắt e - p c (kN/m 2 )  e(0) e(100)

2 Bụi cát màu xám đen, chảy 5 Tiêu chuẩn 17.6 0.79 3.27 2 o 52' 1.152 1.023

3a Cát chứa sét lẫn sạn màu nâu đỏ, dẻo 7.2 Tiêu chuẩn 20.8 0.08 15.2 24 o 39' 0.506 -

Cát chứa sét màu xám xanh, nâu vàng, dẻo

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

5 Sét màu nâu hồng, cứng 51.6

Tiêu chuẩn 20.37 0.026 85.633 14° 33' 32" 0.622 0.594 THGH I [19.95 ÷ 20.79] - [63.54 ÷ 107.73] [8 o 58’ ÷ 19 o 54’] - - TTGH II [20.12 ÷ 20.61] - [71.93 ÷ 99.33] [11 o 8’ ÷ 17 o 54'] - -

6.1.2 Điều kiện địa chất thủy văn

Mực nước ngầm tại thời điểm khảo sát ở khu vực hố khoan BH3 rất nông, với độ sâu đạt -3m so với mặt đất tự nhiên Tuy nhiên, do thiếu số liệu khảo sát đầy đủ về sự thay đổi mực nước ngầm theo mùa, chúng tôi không thể đưa ra kết luận chính xác.

6.1.3 Đánh giá điều kiện địa chất

- Lớp 1: Đất lấp Đây là lớp đất san lấp, sét lẫn xà bần, có chiều dày trung bình 2.5m Lớp đất này sẽ dc loại bỏ khi làm tầng hầm

- Lớp 2: Bụi cát màu xám đen trạng thái chảy, có chiều dày trung bình 2.5m

Lớp đất này khá yếu nên không phù hợp để đặt đài móng

Lớp 3a gồm cát chứa sét lẫn sạn màu nâu đỏ, có độ dẻo và chiều dày trung bình 2.2m Với khả năng chịu tải tương đối, lớp đất này rất phù hợp để đặt đế đài móng.

- Lớp 3b: Cát chứa sét màu xám xanh, nâu vàng, trạng thái dẻo, có chiều dày trung bình 3.8m Có khả năng chịu tải tương đối

Lớp 4 gồm cát bụi màu xám vàng và xám trắng, có trạng thái từ xốp đến chặt với độ dày trung bình 25.7m Lớp đất này có khả năng chịu tải lớn, rất phù hợp để làm nền cho các phương án móng sâu như cọc nhồi bê tông cốt thép và cọc barette.

- Lớp 5: Sét màu nâu hồng, trạng thái cứng, có chiều dày trung bình 14.9m

Lớp đất này có khả năng chịu tải lớn và biến dạng lún nhỏ, với chiều dày tương đối lớn, rất phù hợp để làm nền cho các phương án móng sâu như cọc nhồi bê tông cốt thép và cọc barette.

Lựa chọn giải pháp nền móng

Việc lựa chọn loại móng hoặc giải pháp xử lý cho công trình xây dựng phụ thuộc vào nhiều yếu tố như đặc tính công trình (dân dụng, công nghiệp, cầu đường, thủy lợi, cảng), quy mô (lớn hay nhỏ), tính chất tải trọng (vĩnh cữu hay tạm thời), và điều kiện thi công tại địa phương Đặc biệt, đối với các công trình nhà cao tầng, còn có nhiều yếu tố khác cần xem xét để đảm bảo sự hợp lý trong việc chọn lựa.

Khi xây dựng công trình cao tầng, cần xem xét tính chất của gió động và động đất trong khu vực, cũng như đặc điểm xây chen ở các đô thị lớn hoặc công trình độc lập Đặc biệt, với chiều cao công trình càng lớn, các vấn đề ổn định như chống lật, chống trượt, chống nghiêng và chống lún không đều trở nên rất quan trọng trong việc lựa chọn phương án móng phù hợp.

6.2.1 Sơ lược về các phương án móng nhà cao tầng

Hình 6.1: Một số phương án móng nhà cao tầng

Móng đơn dưới nhà cao tầng thường được làm bằng bê tông cốt thép, phù hợp cho các công trình trên nền đất tốt với số tầng không quá nhiều Để tăng cường độ cứng không gian cho các kết cấu và giảm thiểu biến dạng không đồng đều, móng đơn thường được kết hợp với hệ thống đà kiềng và có thể thêm giằng móng ở cổ móng.

Khi điều kiện địa chất không thuận lợi và móng đơn không phù hợp, móng băng có thể được sử dụng, đặt trực tiếp trên nền thiên nhiên hoặc trên nền đất đã được gia cố bằng các biện pháp như cọc tràm, cọc cát, cọc đất, cọc vôi, hoặc cọc xi măng Đối với phương thẳng góc, các móng sẽ được liên kết với nhau thông qua hệ đà giằng.

Theo kinh nghiệm thiết kế, các công trình nhà khung có bước cột không vượt quá 6m nên áp dụng móng băng một phương để đạt hiệu quả kinh tế tốt nhất.

Khi sử dụng móng băng một phương, cần đảm bảo khả năng chịu tải và biến dạng, đồng thời độ cứng của công trình phải được xác định Đối với các cột có bước vượt quá 12m, nên áp dụng móng băng giao nhau đặt trực tiếp trên nền thiên nhiên hoặc nền đất đã được gia cố Tuy nhiên, việc sử dụng móng băng giao nhau có thể không kinh tế so với các phương án móng khác do khối lượng bê tông và thép lớn.

Khi sử dụng móng băng một phương, nếu móng băng giao nhau không đảm bảo do tải trọng lớn và điều kiện địa chất phức tạp, có thể áp dụng các loại móng bản (móng bè) có sườn hoặc không sườn để đảm bảo tính ổn định.

Hồ Chí Minh thường sử dụng móng băng giao nhau ở phần trên và móng bản cho các nhà cao tầng từ 9 đến 12 tầng, tùy thuộc vào điều kiện địa chất.

Móng hộp là giải pháp tối ưu cho các công trình có tầng hầm và nhiều tầng, giúp tăng cường độ cứng không gian Loại móng này được cấu tạo từ các tường vách ngang và dọc bằng bê tông cốt thép, kết nối với bản móng bên dưới, tạo ra độ cứng tổng thể lớn cho công trình.

Trong những năm gần đây, nhằm đáp ứng nhu cầu xây dựng trong đô thị, nhiều công trình đã sử dụng cọc khoan dẫn kết hợp với búa thủy lực.

Việc xây dựng nhà cao tầng thường sử dụng phương pháp cọc khoan dẫn kết hợp với cọc ép, đặc biệt hiệu quả trong các công trình xây chen với số lượng tầng không vượt quá 15 tầng.

Cọc ống bê tông cốt thép có tiết diện hợp lý, giúp giảm trọng lượng và truyền tải trọng của công trình xuống các lớp đất chịu lực sâu dưới mặt đất Được chế tạo trên mặt đất, cọc ống dễ dàng kiểm tra chất lượng trong quá trình sản xuất và thi công Thường có đường kính từ 0 đến 60 cm và có thể hạ sâu tới 50m, loại cọc này thường được sử dụng cho nhà cao tầng với đường kính dưới 80 cm Tại Việt Nam, cọc ống có đường kính phổ biến là dưới 60 cm, với độ dày thành ống từ 8-12 cm, được chia thành các đoạn dài từ 3 đến 9m.

Móng cọc khoan nhồi là giải pháp hiệu quả cho các công trình chịu tải trọng lớn, đặc biệt trong điều kiện địa chất phức tạp Phương pháp này thích hợp khi gặp các lớp đất dính như đất sét cứng hoặc nửa cứng, nền đá xuất hiện, hoặc khi có chướng ngại vật mà các loại cọc khác không thể xử lý.

Cọc khoan nhồi mở rộng đáy có khả năng chịu lực nén và lực nhổ rất tốt, với chiều sâu có thể lên tới hàng trăm mét Đây là một trong những ưu điểm nổi bật của loại cọc này so với các giải pháp khác, đặc biệt khi đường kính và chiều dài cọc được tối ưu hóa.

Mặc dù có nhiều ưu điểm như không gây chấn động, không ảnh hưởng đến môi trường xung quanh và khả năng chịu tải lớn, phương pháp hạ cọc vẫn tồn tại một số khuyết điểm quan trọng Một trong những yếu tố cần xem xét là chi phí xây dựng thường rất cao và tốn kém, đặc biệt nếu không có trình độ kỹ thuật thi công tốt.

Móng cọc Barrette là loại móng gồm những cọc có tiết diện hình chữ nhật với cạnh ngắn từ 0.6 đến 1m và cạnh dài từ 2m đến 6m Chiều dài của cọc

Thiết kế móng cột cho khung trục 3 và trục C (C1, C2, C6)

Tải trọng tính toán là yếu tố quan trọng trong việc xác định trạng thái giới hạn thứ nhất, trong đó móng công trình được thiết kế dựa trên giá trị nội lực tối đa từ chân cột.

Bảng 6.3: Bảng giá trị nội lực chân cột

Story Load N tt max Mx tt My tt kN kN.m kN.m C1 BASE COMBBAOTT MAX 6702.6 -30.71 19.016

6.3.2 Sơ bộ chiều sâu và kích thước

- Tính toán theo phương án cọc đài thấp

- Chiều cao đài móng Hđài = 1.3m

- Chiều sâu chôn móng Df = 5.4m

- Dựa vào điều kiện địa chất, ta chọn chiều sâu chôn cọc nằm trong vùng đất có chỉ số SPT lớn hơn 10 (lớp số 5) → chọn chiều dài cọc L = 45m

- Chọn cọc thiết kế là cọc tròn bán kính R = 300mm

Bảng 6.4: Bảng vật liệu sử dụng

6.3.4 Kiểm tra sức chịu tải

6.3.4.1 Tính sức chịu tải vật liệu vl 1 2 b b s s

Công thức tính toán Q được xác định là Q = m1 * mR + RA, trong đó m1 là hệ số làm việc, với giá trị m1 = 0.85 cho cọc bê tông được đổ bằng phương pháp tremie Hệ số m2 phản ánh điều kiện làm việc, nếu thi công sử dụng ống vách và đổ bê tông trong dung dịch bentonite, thì m2 có giá trị là 0.7.

Rb cường độ tính toán của bê tông

Ab: Diện tích tiết diện cọc

Rs: cường độ tính toán của thép

As: Diện tích tiết diện cốt thép

Cọc ngàm vào đài có kích thước 100 mm và lớp bê tông bảo vệ cũng 100 mm Để neo thép vào đài, cần đập bỏ một phần đầu cọc với chiều dài 30d, tương đương 420 mm, làm tròn thành 500 mm Do đó, tổng chiều dài cọc neo vào đài là 700 mm.

- Chiều dài làm việc của cọc: Lc = L – 0.7 = 45 – 0.7 = 44.3 (m)

- Chiều sâu mũi cọc Zm = Lc + Df = 44.3 + 5.4 = 49.7 (m)

- Diện tích bê tông trong cọc: A b A c A s 0.2826 0.0015 0.2811(m ) 2

6.3.4.2 Sức chịu tải của cọc theo chỉ tiêu cơ lý

- Sức chịu tải cực hạn Rc,u theo tc TCVN 10304-2014:

   c 1 là hệ số làm việc của cọc trong đất;

   cq 1 là hệ số điều kiện làm việc của đất dưới mũicọc (đóng hạ cọc dùng búa cơ dạng treo), tra bảng 4 trong TCVN 10304 – 2014;

  cf là hệ số làm việc của đất trên thân cọc;

 Ac = 0.2826 m 2 là diện tích tiết diện ngang của cọc;

 u = 1.884 m la chu vi tiết diện ngang của thân cọc

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

 qb = cường độ sức kháng cắt của đất dưới mũi cọc, tra bảng 7 TCVN

10304 – 2014; mũi cọc cắm sâu vào đất 49.7 m, đất tại mũi cọc là đất sét màu nâu hồng, trạng thái cứng  qb = 4370 kN/m 2

 fi: cường độ sức kháng cắt trung bình của lớp đất thứ i lên thân cọc Tra bảng 3 TCVN 10304 – 2014

Li B cf fi cf × fi × Li

- Sức chịu tải của cọc theo chỉ tiêu cơ lý của đất nền là:

6.3.4.3 Sức chịu tải của cọc theo cường độ đất nền

- Sức chịu tải cực hạn của cọc:

+ N , N ' c ' q hệ số sức chịu tải của đất dưới mũi cọc, được xác định theo tiêu chuẩn 10304:2014  N’c = 6, N’q = 25;

Áp lực hiệu quả lớp phủ tại cao trình mũi cọc, ký hiệu là q '  ,p, được xác định bằng ứng suất pháp hiệu quả theo phương đứng do đất gây ra tại vị trí này.

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

 Đối với đất dính fi được xác định như sau: i u,i f   c

Hệ số α phụ thuộc vào đặc điểm lớp đất trên đất dính, loại cọc sử dụng, phương pháp hạ cọc và quá trình cố kết của đất trong thi công.

104 phương pháp xác định cu Khi không đầy đủ những thông tin này có thể tra  trên biểu đồ Hình G1 trong TCVN 10304:2014

+ cu,i = 6.25N là cường độ sức kháng không thoát nước của lớp đất dính thứ i Với N là chỉ số SPT

 Đối với đất rời fi được xác định như sau: i v,z a a f    k tan   c

+ k = 1 – sin là hệ số phụ thuộc áp lực ngang của cọc;

+  v,z là ứng suất do trọng lượng bản thân gây ra tại lớp đó;

+ a là góc ma sát giữa đất và cọc, với cọc bê tông a = ;

+ ca lực dính của đất và cọc, với cọc bê tông ca = 0.7c

Chiều dài đoạn cọc tana N cu,i  c ca ki v,z fi fi x Li m kN/m 2 kN/m

- Sức chịu tải giới hạn:

6.3.4.4 Sức chịu tải cọc theo thí nghiệm SPT

- Sức chịu tải cọc theo công thức Viện kiến trúc nhật bản Nhật Bản:

  c,u c cq b b cf ci ci si si

 q b là cường độ sức kháng cửa lớp đất dưới mũi cọc, đối với cọc khoan nhồi q b   6 c u,i   6 250  1500 (kN / m ) 2

p và f L tra biểu đồ trong TCVN 10304:2014

Ns,i là chỉ số SPT

Chiều dài đoạn cọc Nc,i cf cu,i l p fL fi fi x Li i i

- Sức chịu tải của cọc với chiều dài đoạn cọc 43.8m

 Nội suy ra sức chịu tải của cọc với chiều dài đoạn cọc 45m: c,u  

6.3.4.5 Sức chịu tải thiết kế của cọc

- Sức chịu tải đặc trưng của cọc:

- Sức chịu tải thiết kế của cọc: c,k c,d k

 Vậy điều kiện về sức chịu tải thỏa mãn

6.3.5 Xác định số lượng cọc, kích thước đài móng

- Trọng lượng tính toán của đài cọc: tt d d

- Tổng lực nén tác dụng lên cọc: tt tt tt

- Xác định số lượng cọc:

 R (k là hệ số xét đến ảnh hửng của momen, k = (1  1.5), chọn k = 1.4)

Bảng 6.8: Bảng tính toán số lượng cọc n  Wttđ N tt max k N Nchọn kN/m 2 kN kN kN

Bảng 6.9: Bảng kích thước đài móng

Bđài Lđài Hđài Sđài Vđài m m m m 2 m 3

Hình 6.2: Hình bố trí cọc cho móng M1

6.3.6 Kiểm tra phản lực đài cọc

6.3.6.1 Sức chịu tải cọc đơn

Kiểm tra phản lực đầu cọc được thực hiện bằng phần mềm Safe bằng cách xuất kết quả phân tích nội lực tầng Base từ phần mềm Etabs

Cọc trong phần mềm Safe được gắn bằng lo xo Định nghĩa độ cứng lò xo cọc: coc N k  S Trong đó:

N là phản lực chân cột

S là độ lún của cọc đơn Độ lún của cọc đơn được xác định như sau: (Theo 7.4.2 TCVN 10304-2014Error! Reference source not found.)

G1 là đặc trưng được lấy trung bình trong toàn bộ lớp đất thuộc phạm vị hạ cọc

G2 là đặc trưng được xác định trong phạm vi 0.5L, từ độ sâu L đến 1.5L tính từ đỉnh cọc, với điều kiện rằng đất dưới mũi cọc không phải là than bùn, bùn hoặc đất ở trạng thái chảy Trong đó, d là đường kính của cọc.

Bảng 6.10: Bảng tính độ cứng lò xo

Hình 6.5: Hình định nghĩa độ cứng lò xo trong safe

Hình 6.6: Lực lớn nhất tác dụng lên đầu cọc

Hình 6.7: Lực nhỏ nhất tác dụng lên cọc

Kiểm tra điều kiện max tk min

Pmax là lực lớn nhất tác dụng lên đầu cọc

Pmin là lực bé nhất tác dụng lên đầu cọc

Bảng 6.11: Bảng kiểm tra phản lực đầu cọc

Pmax Pmin Điều kiện kN kN

6.3.6.2 Sức chịu tải của nhóm cọc

- Hệ số ảnh hưởng của nhóm cọc:

 D: đường kính cọc hoặc cạnh cọc

 S: khoảng cách giữa các cọc

- Sức chịu tải cho phép của nhóm cọc: a(n hom) c,d

- Kiểm tra điều kiện tt

Bảng 6.12: Bảng kiểm tra sức chịu tải nhóm cọc

6.3.7 Kiểm tra điều kiện ổn định

6.3.7.1 Xác định khối móng quy ước

- Góc ma sát trung bình của lớp đất mà cọc xuyên qua khối móng quy ước: i tb

- Kích thước tiết diện khối móng quy ước: qu d c qu d c qu f c

Bảng 6.13: Bảng kích thước khối móng quy ước

tb  Bqu Lqu Hqu Squ m m m m 2

6.3.7.2 Xác định sức chịu tải của đất nền tại khối móng quy ước

II qu II qu II II tc

 A; B; C là các hệ số không thứ nguyên lấy theo Bảng 14 phụ thuộc vào trị tính toán của góc mà sát trong (TCVN 9362:2012)

 c là lực dính đơn vị của đất dưới đáy móng II

  II là dung trọng của đất dưới đáy khối móng quy ước móng: ;

  ' II là dung trọng trung bình trên mặt đất xuống đáy móng khối móng quy ước

Bảng 6.14: Bảng giá trị sức chịu tải của đất nền

A B D cII  ' RII m m kN/m 2 kN/m 3 kN/m 3 kN/m 2

6.3.7.3 Xác định áp lực tiêu chuẩn tại đáy khối móng quy ước

-  N qu tc = W + W d tc coc tc + W + 1 tr  W i d

 Trọng lượng đài: tc d d bt

 Trọng lượng cọc: tc coc coc bt

 Trọng lượng lớp đất trên đáy đài

 Trọng lượng các lớp dưới đáy đài

Bảng 6.15: Bảng tổng hợp lực tác dụng lên đáy móng

Wtcđ W tc coc W 1 tr W1đ W2đ W3đ W4đ Wqu kN kN kN kN kN kN kN kN

- Điều kiện kiểm tra tc max tc tb min

Trong đó tc qu x y max min m m m m

  tc tc y x x tc y tc qu qu

Bảng 6.16: Bảng kết quả kiểm tra khả năng chịu tải của đất nền cột C1

Load N Mx My N tc M tc x M tc y ex ey

Dưới đây là bảng kết quả phân tích các chỉ số của các tổ hợp COMB1TT đến COMB15TT Tất cả các tổ hợp đều đạt tiêu chuẩn với các giá trị Pmax, Pmin, và Ptb lần lượt là 6642.3 kN, -116.9 kN, 3.4 kN cho COMB1TT; 5718.8 kN, -55.9 kN, -12.7 kN cho COMB2TT; và tiếp tục với các tổ hợp khác như COMB3TT, COMB4TT, cho đến COMB15TT, với các giá trị Pmax, Pmin, Ptb dao động trong khoảng từ 5521.2 kN đến 6026.2 kN Các chỉ số kN.m và kN/m² cũng được ghi nhận với các giá trị tương ứng, cho thấy sự ổn định và tính khả thi của các tổ hợp này trong các điều kiện khảo sát.

The data presents a series of measurements for various combinations identified as COMB15TT, COMB16TT, COMB17TT, COMB18TT, COMB19TT, COMB20TT, and COMB21TT, detailing both maximum and minimum values across different parameters Each combination showcases specific metrics, including values such as 6057.8 for COMB16TT MAX and 5796.2 for COMB16TT MIN, with corresponding adjustments and statistical figures The results indicate compliance with established thresholds, as noted by the term "Thỏa" across all entries Key measurements include variations in values, such as -53.6 for COMB16TT MAX and -95.1 for COMB16TT MIN, highlighting the range of data captured Overall, these findings reflect consistent performance and adherence to standards across the tested combinations.

Bảng dữ liệu dưới đây thể hiện các thông số kỹ thuật quan trọng của các tổ hợp COMB1TT đến COMB15TT, bao gồm Pmax, Pmin, Ptb, và các giá trị kN, kN.m, kN/m² Tất cả các tổ hợp đều đạt tiêu chuẩn "Thỏa" Cụ thể, COMB1TT có Pmax 15072.6 kN, Pmin 2.4 kN, và Ptb 7.0 kN.m Trong khi đó, COMB2TT ghi nhận Pmax 12151.5 kN và Pmin 4.3 kN Các tổ hợp khác như COMB3TT, COMB4TT đến COMB15TT cũng thể hiện các giá trị tương tự, với Pmax dao động từ 11965.6 kN đến 13056.1 kN Mỗi tổ hợp đều có các thông số kN.m và kN/m² cụ thể, cho thấy tính ổn định và hiệu suất của các tổ hợp này trong các ứng dụng kỹ thuật.

The COMB15TT to COMB21TT datasets reveal significant variations in maximum and minimum values, indicating fluctuations in performance metrics For instance, COMB16TT and COMB17TT both demonstrate a maximum value of 13055.4, while their respective minimums are at 12870.1, reflecting a consistent range The COMB18TT and COMB19TT datasets show a maximum of 13083.9 with a minimum of 12841.7, highlighting a notable difference in performance Additionally, COMB20TT and COMB21TT maintain similar maximum and minimum values, further emphasizing the stability of the data Overall, the analysis of these combinations indicates compliance with performance standards, as all entries are marked "Thỏa," suggesting satisfactory results across the board.

Dưới đây là bảng kết quả các tổ hợp với các chỉ số Pmax, Pmin, Ptb và các điều kiện tương ứng Tất cả các tổ hợp đều đạt yêu cầu "Thỏa" Cụ thể, COMB1TT có Pmax 10373.8 kN và Pmin -0.3 kN, trong khi COMB2TT có Pmax 8340.3 kN và Pmin 1.0 kN Các tổ hợp COMB3TT, COMB4TT, và COMB5TT cũng cho thấy các giá trị Pmax và Pmin khác nhau, với COMB6TT đạt Pmax 10003.0 kN Tổ hợp COMB7TT đạt Pmax 10379.9 kN, còn COMB8TT và COMB9TT có Pmax lần lượt là 10142.3 kN và 10240.5 kN Các tổ hợp COMB10TT, COMB11TT, COMB12TT, COMB13TT, COMB14TT và COMB15TT đều đạt yêu cầu với các chỉ số Pmax và Pmin khác nhau, thể hiện sự đa dạng trong các điều kiện kiểm tra.

The analysis of the data reveals various combinations with specific maximum and minimum values For instance, COMB15TT shows a minimum of 8894.5 and a maximum of 9140.7, while COMB16TT indicates a minimum of 9053.1 and a maximum of 9140.7, both meeting the required thresholds Similarly, COMB18TT and COMB19TT both exhibit maximum values of 9312.5, with corresponding minimums of 8881.3 Additionally, COMB20TT and COMB21TT share maximum values of 9201.4 and minimums of 8992.4, all of which satisfy the established criteria The data reflects consistent performance across the combinations, ensuring compliance with the necessary standards.

- Công thức tính độ lún:

- Ứng suất bản thân tại đáy khối móng quy ước bt tc i.l

- Ứng suất gây lún tại đáy khối móng quy ước tc gl tb bt

Vị trí dừng tính lún có    bt 5 gl khiE5MPa,    bt 10 gl khi E5MPa

Bảng 6.19: Điều kiện tính lún

C1 9.24 478.91 -77.4918 Dừng tính lún C2 9.24 478.91 -36.9267 Dừng tính lún C6 9.24 478.91 -56.1031 Dừng tính lún

6.3.9 Kiểm tra điều kiện xuyên thủng

Hình 6.8: Hình tháp xuyên thủng của đài C1,C2

Hình 6.9: Hình tháp xuyên thủng của đài C6

 Hình dạng tháp xuyên thủng bao phủ hết cọc nên không cần kiểm tra xuyên thủng

6.3.10 Tính toán cốt thép đài cọc

- Chiều cao đài hd=1.2(m), ho00-10000(mm) m 2 b b 0

- Hàm lượng cốt thép: s d 0 min max R b s μ = A

6.3.10.1 Tính thép đài theo phương x

Hình 6.10: Momen đài C1, C2, C6 theo phương x

Bảng 6.20: Bảng tính thép đài theo phương x

6.3.10.2 Tính thép đài theo phương y

Hình 6.11: Momen đài C1, C2, C6 theo phương y

Bảng 6.21: Bảng tính thép đài theo phương y

Thiết kế móng lõi thang

Tải trọng tính toán đóng vai trò quan trọng trong việc xác định trạng thái giới hạn thứ nhất Móng công trình cần được thiết kế dựa trên giá trị nội lực nguy hiểm nhất từ chân cột.

Bảng 6.22: Bảng giá trị nội lực

Story Load Nmax tt Mx tt My tt kN kN.m kN.m

6.4.2 Sơ bộ chiều sâu và kích thước đài móng

- Tính toán theo phương án cọc đài thấp

- Chiều cao đài móng Hđài = 1.5m

- Chiều sâu chôn móng Df = 6.9m

- Dựa vào điều kiện địa chất, ta chọn chiều sâu chôn cọc nằm trong vùng đất có chỉ số SPT lớn hơn 10 (lớp số 5) → chọn chiều dài cọc L = 44m

- Chọn cọc thiết kế là cọc tròn bán kính R = 500mm

6.4.3 Vật liệu cấu tạo cọc

Bảng 6.23: Bảng vật liệu sử dụng

6.4.4 Kiểm tra sức chịu tải

6.4.4.1 Tính sức chịu tải vật liệu vl 1 2 b b s s

Công thức tính toán Q được xác định bởi Q = m1 * mR + RA, trong đó m1 là hệ số làm việc, với giá trị m1 = 0.85 cho cọc bê tông được đổ dịch chuyển thẳng đứng bằng tremie Hệ số m2 phản ánh điều kiện làm việc trong quá trình thi công; nếu sử dụng ống vách và đổ bê tông trong dung dịch bentonite, giá trị m2 sẽ là 0.7.

Rb cường độ tính toán của bê tông

Ab: Diện tích tiết diện cọc

Rs: cường độ tính toán của thép

As: Diện tích tiết diện cốt thép

Cọc ngàm vào đài có kích thước 100 mm và lớp bê tông bảo vệ cũng 100 mm Để neo thép vào đài, cần đập bỏ một phần đầu cọc với chiều dài 30d, tương đương 420 mm, làm tròn lên 500 mm Tổng chiều dài cọc neo vào đài là 700 mm.

- Chiều dài làm việc của cọc: Lc = L – 0.7 = 44 – 0.7 = 43.3 (m)

- Chiều sâu mũi cọc Zm = Lc + Df = 43.3 + 6.9 = 50.2 (m)

- Diện tích bê tông trong cọc: A b A c A s 0.785 0.0041 0.7809(m ) 2

6.4.4.2 Sức chịu tải của cọc theo chỉ tiêu cơ lý

- Sức chịu tải cực hạn Rc,u theo tc TCVN 10304-2014:

   c 1 là hệ số làm việc của cọc trong đất;

   cq 1 là hệ số điều kiện làm việc của đất dưới mũicọc (đóng hạ cọc dùng búa cơ dạng treo), tra bảng 4 trong TCVN 10304 – 2014;

  cf là hệ số làm việc của đất trên thân cọc;

 Ac = 0.785 m 2 là diện tích tiết diện ngang của cọc;

 u = 3.14 m la chu vi tiết diện ngang của thân cọc

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

 qb = cường độ sức kháng cắt của đất dưới mũi cọc, tra bảng 7 TCVN

10304 – 2014; mũi cọc cắm sâu vào đất 50.2 m, đất tại mũi cọc là đất sét màu nâu hồng, trạng thái cứng  qb = 4370 kN/m 2

 fi: cường độ sức kháng cắt trung bình của lớp đất thứ i lên thân cọc Tra bảng 3 TCVN 10304 – 2014

B cf fi cf × fi × Li

- Sức chịu tải của cọc theo chỉ tiêu cơ lý của đất nền là:

6.4.4.3 Sức chịu tải của cọc theo cường độ đất nền

- Sức chịu tải cực hạn của cọc:

+ N , N ' c ' q hệ số sức chịu tải của đất dưới mũi cọc, được xác định theo tiêu chuẩn 10304:2014  N’c = 6, N’q = 25;

Áp lực hiệu quả lớp phủ tại cao trình mũi cọc, ký hiệu là q'p, tương đương với ứng suất pháp hiệu quả theo phương đứng do đất tác động tại vị trí mũi cọc.

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

 Đối với đất dính fi được xác định như sau: i u,i f   c

Hệ số α phụ thuộc vào đặc điểm lớp đất dính, loại cọc, phương pháp hạ cọc, cố kết của đất trong quá trình thi công và phương pháp xác định cu Khi thiếu thông tin cần thiết, có thể tham khảo hệ số α trên biểu đồ Hình G1 trong TCVN 10304:2014.

+ cu,i = 6.25N là cường độ sức kháng không thoát nước của lớp đất dính thứ i Với N là chỉ số SPT

 Đối với đất rời fi được xác định như sau: i v,z a a f    k tan   c

+ k = 1 – sin là hệ số phụ thuộc áp lực ngang của cọc;

+  v,z là ứng suất do trọng lượng bản thân gây ra tại lớp đó;

+ a là góc ma sát giữa đất và cọc, với cọc bê tông a = ;

+ ca lực dính của đất và cọc, với cọc bê tông ca = 0.7c

Chiều dài đoạn cọc tana

Chỉ số SPT cu,i  c ca ki

v,z fi fi x cf x Li m kN/m 2 kN/m 2 kN/m

- Sức chịu tải giới hạn:

6.4.4.4 Sức chịu tải cọc theo thí nghiệm SPT

- Sức chịu tải cọc theo công thức Viện kiến trúc nhật bản Nhật Bản:

  c,u c cq b b cf ci ci si si

 q b là cường độ sức kháng cửa lớp đất dưới mũi cọc, đối với cọc khoan nhồi q b   6 c u,i   6 250  1500 (kN / m ) 2

p và f L tra biểu đồ trong TCVN 10304:2014

Ns,i là chỉ số SPT

Chiều dài đoạn cọc Nc,i cf cu,i l p fL fi fi x Li f Li i m m kN/m 2 kN/m kN/m

 Nội suy ra sức chịu tải của cọc với chiều dài đoạn cọc 44m: c,u  

6.4.4.5 Sức chịu tải thiết kế của cọc

- Sức chịu tải đặc trưng của cọc:

- Sức chịu tải thiết kế của cọc: c,k c,d k

 Vậy điều kiện về sức chịu tải thỏa mãn

6.4.5 Số lượng cọc, kích thước đài móng

- Trọng lượng tính toán của đài cọc: tt d d

- Tổng lực nén tác dụng lên cọc: tt tt tt

- Xác định số lượng cọc:

 R (k là hệ số xét đến ảnh hưởng của momen, k = (1  1.5), chọn k = 1.4)

Bảng 6.27: Bảng tính toán số lượng cọc n  Wttđ N tt max k N Nchọn kN/m 2 kN kN kN

Bảng 6.28: Bảng kích thước đài móng

Bđài Lđài Hđài Sđài Vđài m m m m 2 m 3

Hình 6.12: Mặt bằng bố trí cọc

6.4.6 Kiểm tra phản lực đài cọc

6.4.6.1 Sức chịu tải cọc đơn

Kiểm tra phản lực đầu cọc được thực hiện bằng phần mềm Safe bằng cách xuất kết quả phân tích nội lực tầng Base từ phần mềm Etabs

Cọc trong phần mềm Safe được gắn bằng lo xo Định nghĩa độ cứng lò xo cọc: coc N k  S Trong đó:

N là phản lực chân cột

S là độ lún của cọc đơn Độ lún của cọc đơn được xác định như sau: (Theo 7.4.2 TCVN 10304- 2014Error! Reference source not found.)

G1 là đặc trưng được lấy trung bình trong toàn bộ lớp đất thuộc phạm vị hạ cọc

G2 được xác định trong khoảng 0.5L từ độ sâu L đến 1.5L tính từ đỉnh cọc, với điều kiện đất dưới mũi cọc không phải là than bùn, bùn hoặc đất ở trạng thái chảy Trong đó, d là đường kính của cọc.

Bảng 6.29: Bảng tính độ cứng lò xo

  ' '  SMLT kMLT kN/m 2 kN/m 2 m kN/mm

Hình 6.13: Hình định nghĩa độ cứng lò xo trong safe

Hình 6.14: Lực lớn nhất tác dụng lên đầu cọc

Hình 6.15: Lực nhỏ nhất tác dụng lên cọc

Kiểm tra điều kiện max tk min

Pmax là lực lớn nhất tác dụng lên đầu cọc

Pmin là lực bé nhất tác dụng lên đầu cọc

Bảng 6.30: Bảng kiểm tra phản lực đầu cọc

Pmax Pmin Điều kiện kN kN

6.4.6.2 Sức chịu tải của nhóm cọc

- Hệ số ảnh hưởng của nhóm cọc:

 D: đường kính cọc hoặc cạnh cọc

 S: khoảng cách giữa các cọc

- Sức chịu tải cho phép của nhóm cọc: a(n hom) c,d

- Kiểm tra điều kiện tt

Bảng 6.31: Bảng kiểm tra sức chịu tải nhóm cọc

6.4.7 Kiểm tra điều kiện ổn định

6.4.7.1 Xác định khối móng quy ước

- Góc ma sát trung bình của lớp đất mà cọc xuyên qua khối móng quy ước: i tb

- Kích thước tiết diện khối móng quy ước: qu d c qu d c qu f c

Bảng 6.32: Bảng kích thước khối móng quy ước

tb  Bqu Lqu Hqu Squ m m m m 2

6.4.7.2 Xác định sức chịu tải của đất nền tại khối móng quy ước

II qu II qu II II tc

 A; B; C là các hệ số không thứ nguyên lấy theo Bảng 14 phụ thuộc vào trị tính toán của góc mà sát trong (TCVN 9362:2012)

 c là lực dính đơn vị của đất dưới đáy móng II

  II là dung trọng của đất dưới đáy khối móng quy ước móng: ;

  ' II là dung trọng của đất trung bình trên mặt đất xuống đáy móng khối móng quy ước

Bảng 6.33: Bảng giá trị sức chịu tải của đất nền

A B D cII  ' RII m m kN/m 2 kN/m 3 kN/m 3 kN/m 2

6.4.7.3 Xác định áp lực tiêu chuẩn tại đáy khối móng quy ước

- N qu tc = W + W d tc coc tc + W + 1 tr W i d

 Trọng lượng đài: tc d d bt

 Trọng lượng cọc: tc coc coc bt

 Trọng lượng lớp đất trên đáy đài

 Trọng lượng các lớp dưới đáy đài

Bảng 6.34: Bảng tổng hợp lực tác dụng lên đáy móng

Wtcđ W tc coc W 1 tr W1đ W2đ W3đ W4đ Wqu kN kN kN kN kN kN kN kN

- Điều kiện kiểm tra tc max tc tb min

Trong đó tc qu x y max min m m m m

  tc tc y x x tc y tc qu qu

Bảng 6.35: Bảng kết quả kiểm tra khả năng chịu tải của đất nền móng lõi thang

Pmax Pmin Ptb Điều kiện kN kN.m kN.m kN kN.m kN.m kN/m 2 kN/m 2 kN/m 2

Dưới đây là các kết quả từ các tổ hợp COMB1TT đến COMB10TT MAX, với các giá trị khác nhau như sau: COMB1TT có các giá trị -79313, 10416, 38182, và nhiều hơn nữa; COMB2TT có -64252, 79194, 28625; COMB3TT với -64808, -63369, 29748; COMB4TT với -64544, 7271.1, 85500; COMB5TT có -64515, 8553.9, -27127; COMB6TT với -77585, 74319, 36777; COMB7TT có -78085, -53987, 37788; COMB8TT với -77848, 9588.6, 87964; COMB9TT có -77822, 10743, -13400; và cuối cùng là COMB10TT MAX với -64255, 76482, 31075 Tất cả các tổ hợp đều đạt yêu cầu "Thỏa".

The COMB10TT and COMB11TT series present a range of maximum and minimum values, indicating variations in performance metrics, with both series showing a consistent pattern of results that meet specified criteria The COMB12TT series further illustrates maximum and minimum values, highlighting significant differences in performance outcomes, while still adhering to acceptable thresholds Similarly, the COMB13TT series reflects comparable maximum and minimum results, confirming consistency across the data sets Lastly, the COMB14TT and COMB15TT series also demonstrate a range of maximum and minimum values, maintaining compliance with established standards, thus emphasizing the reliability of the data presented.

The COMB16TT and COMB17TT series show consistent performance across maximum and minimum values, with metrics indicating compliance The COMB18TT and COMB19TT models also demonstrate reliability, maintaining acceptable thresholds in various parameters Similarly, the COMB20TT and COMB21TT series reflect strong results, confirming adherence to expected standards Each combination exhibits a range of values, highlighting their operational effectiveness and compliance in diverse conditions.

COMB21TT MIN -69902 -22614 -17257 -58252 -18844.63 -14381 0.0599 0.0785 525.67 487.31 506.49 Thỏa COMBBAOTT

- Công thức tính độ lún:

- Ứng suất bản thân tại đáy khối móng quy ước bt tc i.l

- Ứng suất gây lún tại đáy khối móng quy ước tc gl tb,max bt

Vị trí dừng tính lún có    bt 5 gl khiE5MPa,    bt 10 gl khi E5MPa

Bảng 6.36: Điều kiện tính lún

6.4.9 Tính toán cốt thép đài cọc

6.4.9.1 Tính thép đài theo phương x

- Chiều cao đài hd=1.4(m), ho00-10000(mm) m 2 b b 0

- Hàm lượng cốt thép: s d 0 min max R b s μ = A

Hình 6.16: Momen đài móng lõi thang theo phương x

Bảng 6.37: Bảng tính thép đài theo phương x

6.4.9.2 Tính thép đài theo phương y

Hình 6.17: Momen đài móng lõi thang theo phương y

Bảng 6.38: Bảng tính thép đài theo phương y

TÍNH TOÁN THIẾT KẾ BỂ NƯỚC MÁI

Tiêu đề	Thiết Kế Chung Cư Cao Cấp Spirita
Tác giả	Dương Đức Toàn
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	2018
Thành phố	Tp. Hồ Chí Minh

Định dạng
Số trang	193
Dung lượng	7,16 MB