(Đồ Án Hcmute) Dự Án Chung Cư Cao Cấp Citivill.pdf

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

TỔNG QUAN VỀ KIẾN TRÚC CÔNG TRÌNH

NHU CẦU XÂY DỰNG CÔNG TRÌNH

Trong những năm gần đây, mức độ đô thị hóa gia tăng đã dẫn đến sự nâng cao đời sống và nhu cầu của người dân, từ đó tạo ra nhu cầu cao hơn về ăn ở, nghỉ ngơi và giải trí với nhiều tiện nghi hơn.

Để phù hợp với xu hướng hội nhập và công nghiệp hóa, hiện đại hóa đất nước, việc đầu tư xây dựng các công trình nhà ở cao tầng thay thế cho các công trình thấp tầng và các khu dân cư xuống cấp là rất cần thiết.

Chung cư Citivill được xây dựng để đáp ứng nhu cầu an cư của người dân và đồng thời cải thiện cảnh quan đô thị, phù hợp với sự phát triển của đất nước.

Hình 1.1 Tổng thể công trình

SVTH: ĐOÀN QUANG VĨNH DUY Trang 15

ĐỊA ĐIỂM XÂY DỰNG CÔNG TRÌNH

Công trình nằm ở trung tâm khu đô thị mới Thảo Điền, Quận 2, với vị trí thoáng đãng và đẹp, góp phần tạo nên điểm nhấn hiện đại và hài hòa cho quy hoạch tổng thể của khu dân cư.

 Công trình nằm trên trục đường giao thông chính thuận lợi cho việc cung cấp vật tư và giao thông ngoài công trình

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

Khu đất xây dựng có bề mặt phẳng, không có công trình cũ hay công trình ngầm bên dưới, tạo điều kiện thuận lợi cho thi công và bố trí tổng mặt bằng.

GIẢI PHÁP KIẾN TRÚC

1.3.1 MẶT BẰNG VÀ PHÂN KHU CHỨC NĂNG

 Mặt bằng công trình hình chữ nhật, chiều dài 51.1 m, chiều rộng 29.2 m, chiếm diện tích đất xây dựng là 1492 m 2

Công trình bao gồm 20 tầng nổi và 1 tầng hầm, với cốt 0.000 m được đặt tại mặt sàn tầng trệt Mặt đất tự nhiên nằm ở cốt -1.500 m, trong khi mặt sàn tầng hầm ở cốt -3.000 m Chiều cao tổng thể của công trình đạt 70m tính từ cốt mặt đất tự nhiên.

Tầng hầm được thiết kế với thang máy ở vị trí trung tâm, xung quanh là khu vực đậu xe ô tô Các hệ thống kỹ thuật như bể chứa nước sinh hoạt, trạm bơm và trạm xử lý nước thải được bố trí hợp lý nhằm giảm thiểu chiều dài ống dẫn Ngoài ra, tầng hầm còn có các thiết bị kỹ thuật điện như trạm cao thế, hạ thế và phòng quạt gió để đảm bảo hiệu suất hoạt động.

Tầng trệt và tầng lửng được thiết kế để làm siêu thị, phục vụ nhu cầu mua sắm và các dịch vụ giải trí cho các hộ gia đình, đồng thời đáp ứng nhu cầu chung của khu vực.

 Tầng kỹ thuật: bố trí các phương tiện kỹ thuật, điều hòa, thiết bị thông tin

 Tầng 3-20: bố trí các căn hộ phục vụ nhu cầu ở

Giải pháp mặt bằng đơn giản và rộng rãi giúp bố trí các căn hộ linh hoạt, sử dụng vật liệu nhẹ cho vách ngăn, phù hợp với xu hướng hiện đại và dễ dàng thay đổi trong tương lai.

 Sử dụng, khai thác triệt để nét hiện đại với cửa kính lớn, tường ngoài được hoàn thiện bằng sơn nước

 Giao thông ngang trong mỗi đơn nguyên là hệ thống hành lang

Hệ thống giao thông đứng của tòa nhà bao gồm 01 thang bộ và 03 thang máy, trong đó có 02 thang máy chính và 01 thang máy chở hàng phục vụ y tế với kích thước lớn hơn Thang máy được bố trí chính giữa nhà, trong khi các căn hộ xung quanh được phân cách bởi hành lang, giúp khoảng cách di chuyển ngắn nhất và tạo sự tiện lợi, hợp lý, đồng thời đảm bảo thông thoáng cho không gian sống.

GIẢI PHÁP KỸ THUẬT

Hệ thống điện của khu đô thị được tiếp nhận qua phòng máy điện, từ đó phân phối điện năng đến toàn bộ công trình thông qua mạng lưới điện nội bộ.

 Ngoài ra khi bị sự cố mất điện có thể dùng ngay máy phát điện dự phòng đặt ở tầng hầm để phát điện

Nguồn nước được cung cấp từ hệ thống cấp nước khu vực, dẫn vào bể chứa nước ở tầng hầm Từ đó, nước được bơm tự động đến từng phòng qua hệ thống ống gen chính gần phòng phục vụ.

Giải pháp kết cấu sàn không dầm và không mũ cột giúp tối ưu hóa chiều cao tầng, chỉ sử dụng trần ở khu vực sàn vệ sinh Việc này cho phép hệ thống ống dẫn nước được thiết kế hợp lý và kết hợp hài hòa với bố trí phòng ốc trong căn hộ, tạo không gian sống tiện nghi và hiệu quả.

 Sau khi xử lý, nước được đẩy vào hệ thống thoát nước chung của khu vực

1.4.3 THÔNG GIÓ VÀ CHIẾU SÁNG

 Bốn mặt của công trình đều có ban công thông gió chiếu sáng cho các phòng Ngoài ra còn có bố trí máy điều hòa ở các phòng

 Công trình BTCT bố trí tường ngăn bằng gạch rỗng vừa cách âm vừa cách nhiệt

 Dọc hành lang bố trí các hộp chống cháy bằng các bình khí CO2

 Các tầng lầu đều có 3 cầu thang đủ đảm bảo thoát hiểm khi có sự cố về cháy nổ

Hệ thống thu sét chủ động Dynasphere được lắp đặt trên mái, kết hợp với hệ thống dây nối đất bằng đồng, giúp giảm thiểu nguy cơ bị sét đánh.

1.4.6 HỆ THỐNG XỬ LÝ RÁC

Rác thải từ mỗi tầng được thu gom và đổ vào gen rác, sau đó được chuyển xuống gian rác ở tầng hầm Gian rác được thiết kế kín đáo và kỹ lưỡng, có bộ phận đẩy rác ra ngoài, nhằm ngăn ngừa mùi hôi và ô nhiễm môi trường.

GIẢI PHÁP KẾT CẤU CHO CÔNG TRÌNH

LỰA CHỌN GIẢI PHÁP KẾT CẤU

2.1.1 HỆ KẾT CẤU CHỊU LỰC CHÍNH

Hệ kết cấu tường chịu lực, hay còn gọi là vách cứng, đóng vai trò quan trọng trong việc chịu tải trọng đứng và ngang, đặc biệt phù hợp cho các chung cư cao tầng Một trong những ưu điểm nổi bật của hệ kết cấu này là không cần sử dụng hệ thống dầm sàn, cho phép kết hợp tối ưu với phương án sàn không dầm Nhờ đó, không gian trong nhà trở nên thông thoáng và đẹp đẽ, không bị cản trở bởi hệ thống dầm, đồng thời giúp giảm chiều cao của công trình.

Hệ kết cấu tường chịu lực kết hợp với hệ sàn tạo thành một cấu trúc hộp nhiều ngăn, có khả năng chịu lực lớn, đặc biệt là trong việc chống lại tải trọng ngang.

 Kết cấu vách cứng có khả năng chịu động đất tốt

 Cầu tạo gồm các bản sàn kê trực tiếp lên vách

 Ưu điểm của phương án sàn phẳng:

 Chiều cao kết cấu nhỏ nên giảm được chiều cao cộng trình

 Tiết kiệm được không gian sử dụng

 Dễ phân chia không gian

 Dễ bố trí hệ thống kỹ thuật điện, nước

 Thích hợp với những công trình có khẩu độ vừa

Phương án thi công này nhanh hơn so với phương án sàn dầm nhờ việc loại bỏ công đoạn gia công coffa và cốt thép dầm Cốt thép được đặt một cách định hình và đơn giản, đồng thời việc lắp dựng ván khuôn và coffa cũng trở nên dễ dàng hơn.

 Tải trọng ngang tác dụng vào công trình giảm do công trình có chiều cao giảm so với phương án sàn dầm

 Nhược điểm của phương án sàn phẳng:

Trong phương án thiết kế này, các cột và vách không liên kết với nhau để tạo thành khung, dẫn đến độ cứng thấp hơn so với phương án sàn dầm Điều này khiến khả năng chịu lực theo phương ngang của phương án này kém hơn, do đó tải trọng ngang chủ yếu do vách chịu.

Sàn cần có chiều dày lớn để đảm bảo khả năng chịu uốn và chống chọc thủng, điều này dẫn đến việc tăng khối lượng sàn và yêu cầu giải pháp nền móng tăng cường.

 Giải pháp kết cấu chính của công trình được chọn như sau:

 Hệ kết cấu chịu lực chính: hệ vách cứng nằm ẩn tại các góc căn hộ

 Hệ kết cấu sàn phẳng không mũ cột

 Hệ móng cọc khoan nhồi đường kính lớn

CÁC TIÊU CHUẨN SỬ DỤNG TRONG TÍNH TOÁN

 TCVN 557 - 2012 – Tiêu chuẩn thiết kế kết cấu betong – betong cốt thép

 TCVN 2737 - 1995 – Tải trọng và tác động

 TCXD 229-1999 : Chỉ dẫn tính toán thành phần động của tải trọng theo tiêu chuẩn TCVN

 TCVN 10304 – 2012: Tiêu chuẩn thiết kế móng cọc

PHẦN MỀM TÍNH TOÁN

 Dùng để tính toán cầu thang, giải nội lực khung, phân tích dao động cho hệ công trình b Phần mềm SAFE 12

 Dùng để tính toán sàn, đài móng c Phần mềm Excel

 Lọc kết quả tính toán, lập bảng tính thép, tính toán nội lực và các giá trị cần thiết phục vụ cho đồ án

THÔNG SỐ CHUNG VỀ VẬT LIỆU

Vách B30 17 1.2 32500 AIII 365 365 200000 Đài cọc B30 17 1.2 32500 AIII 365 365 200000

Bảng 2.1 Bảng thông số vật liệu sử dụng

 Ngoài ra còn có cốt thép đai: sử dụng thép loại AI với các thông số sau

Thông số Cường độ chịu nén

Bảng 2.2 Bảng thông số thép đai

THIẾT KẾ CẦU THANG

SỐ LIỆU TÍNH TOÁN

 Cầu thang của công trình này là loại cầu thang 2 vế dạng bản

Chọn sơ bộ thiết kế cho mỗi vế cầu thang gồm 12 bậc, với chiều cao tầng là 3.6 mét Mỗi bậc thang có chiều cao 15 cm và chiều rộng 25 cm.

 Góc nghiêng của cầu thang h 15 tg 0.6 30.964 b 25

 Chọn chiều dày bản thang hb = 15 (cm)

 Chiều cao tiết diện thẳng đứng của bản thang là hb 15 h ' 17.493(cm) cos cos(30.964 ) 

 Chọn sơ bộ kích thước dầm thang là 20x30 (cm)

Hình 3.1 Mặt bằng thang bộ

3.1.2 TẢI TRỌNG TÁC DỤNG a TĨNH TẢI TÁC DỤNG LÊN BẢN THANG

Tải trọng Vật liệu Chiều dày

Tĩnh tải Đá hoa cương 0.01 24 1.1 0.264

Bảng 3.1 Bảng tĩnh tải tác dụng lên bản thang

 Khi khai báo tĩnh tải tác dụng trong ETABS ta bỏ qua trọng lượng bản thân của bản

BTCT, cụ thể giá trị tĩnh tải khai báo sẽ là g = 8.493 – 4.125 = 4.37 (kN/m 2 ) b TĨNH TẢI TÁC DỤNG LÊN BẢN CHIẾU NGHỈ

Tải trọng Vật liệu Chiều dày

Tĩnh tải Đá hoa cương 0.01 24 1.1 0.264

Bảng 3.2 Bảng tính toán tĩnh tải tác dụng lên bản chiếu nghỉ

 Khi khai báo tĩnh tải tác dụng trong ETABS ta bỏ qua trọng lượng bản thân của bản

BTCT, cụ thể giá trị tĩnh tải khai báo sẽ là g = 5.25 – 4.125 = 1.125 (kN/m 2 ) c HOẠT TẢI TÁC DỤNG LÊN CẦU THANG

 Hoạt tải tác dụng lên bản thang và bản chiếu nghỉ là: p = 3.6 (kN/m 2 )

TÍNH TOÁN BẢN THANG

Hình 3.2 Sơ đồ tính bản thang

 Tính toán nội lực bản thang bằng phần mềm ETABS ta có biểu đồ moment như sau:

Hình 2.3 Biểu đồ moment bản thang

3.2.3 TÍNH TOÁN CỐT THÉP BẢN THANG

 Chọn chiều dày lớp BTBT a = 3 (cm); h0 = h – a = 15 – 3 = 12 (cm)

 Kết quả tính toán cốt thép được trình bày trong bảng sau:

Bảng 3.3 Bảng tính cốt thép bản thang

TÍNH TOÁN DẦM THANG

 Trọng lượng bản thân dầm thang: gd = b d h d   BTCT  n (200 300 2500 1.1) 1.2 1.98 (kN/m)    

 Phản lực gối tựa: RB = 62.44 (kN)

Hình 3.5 Phản lực gối tựa bản thang

 Tổng tải trọng tác dụng lên dầm thang: q = gd + gt + RB = 1.98 + 62.44 = 64.42 (kN/m)

3.3.2 SƠ ĐỒ TÍNH VÀ TÍNH TOÁN NỘI LỰC

 Sơ đồ tính dầm thang là dầm đơn giản 2 đầu ngàm có nhịp L = 3.3 (m)

 Nội lực được xác định như sau:

3.3.3 TÍNH TOÁN CỐT THÉP DỌC

 Chọn chiều dày lớp BTBT a = 5 (cm); h0 = h – a = 30 – 5 = 25 (cm)

 Kết quả tính toán cốt thép được trình bày trong bảng sau:

Bảng 3.4 Bảng tính cốt thép dọc

3.3.4 TÍNH TOÁN CỐT THÉP NGANG

 Lực cắt lớn nhất xuất hiện trong dầm: max qL 64.42 3.3

    a KIỂM TRA ĐIỀU KIỆN HẠN CHẾ

 Betong không bị phá hoại do ứng suất nén chính:

 Khả năng chịu cắt của betong:

 Do Q1 < Qmax  Cần phải tính cốt đai b TÍNH CỐT ĐAI

 Dùng đai 6, 2 nhánh có Asw = 56.6 (mm 2 )

 Bước cốt đai tính toán:

2 b2 f n bt 0 tt 2 sw sw max

 Bước cốt đai lớn nhất:

 Bước cốt đai cấu tạo: ct ct s min h;15cm 15 (cm)

 Ta bố trí  6a100 trong phạm vi L/4 gần gối tựa và  6a200 cho đoạn giữa nhịp

THIẾT KẾ SÀN TẦNG ĐIỂN HÌNH

 Chọn sơ bộ chiều dày bản sàn theo công thức s h DL

 D là là hệ số xét đến tải trọng tác dụng lên sàn

 m là hệ số phụ thuộc vào dạng bản sàn

 L là chiều dài nhịp tính toán

 Chọn m = 40, D = 0.8, nhịp L = 9400 (mm) ta có: s

 Xác định sơ bộ kích thước dầm biên

 Vậy dầm biên có tiết diện bxh = 400x700 (mm)

 Chọn sơ bộ vách có chiều dày b = 500 (mm)

TẢI TRỌNG TÁC DỤNG LÊN SÀN

Vật liệu cấu tạo Chiều dày

Tải trọng tiêu chuẩn gtc (kN/m 2 )

Tải trọng tính toán gtt (kN/m 2 )

Vữa trát trần 15 20 0.3 1.2 0.36 Đường ống thiết bị 0.5 1.1 0.55

Bảng 4.1 Bảng tĩnh tải tác dụng lên sàn

 Khi khai báo tĩnh tải tác dụng trong SAFE ta bỏ qua trọng lượng bản thân của bản sàn

BTCT, cụ thể giá trị tĩnh tải khai báo sẽ là g = 8.481 – 6.825 = 1.606 (kN/m 2 )

Loại phòng Hoạt tải tiêu chuẩn ptc (kN/m 2 )

Hoạt tải tính toán ptt (kN/m 3 )

Bảng 4.2 Bảng hoạt tải tác dụng lên sàn

 Tải trọng phân bố đều trên dầm biên và trên bản sàn, trên dầm biên chiều dày tường là tường 200, còn tường phân bố trên sàn sẽ là tường 100

 Bảng tính toán tải tường

Tên tầng Tên cấu kiện chịu tải Loại tường Chiều cao tường (m)

Tải tường tác dụng (tc) (kN/m)

Tải tường tác dụng (tt) (kN/m)

Tầng điển hình Dầm biên T200 2.9 11.83 14.21

Bảng 4.3 Bảng tính tải trọng tường xây tác dụng lên sàn

TÍNH TOÁN BẢN SÀN

4.3.1 PHƯƠNG ÁN KẾT CẤU SÀN

 Phương án sàn được chọn là phương án sàn phẳng không dầm

Mặt phẳng sàn được phân chia thành các dải trên cột và dải giữa nhịp Các dải trên cột hoạt động như các dầm liên tục được kê lên đầu cột, trong khi các dải giữa nhịp là các dải liên tục được hỗ trợ bởi các gối tựa đàn hồi, vuông góc với các dải trên cột.

 Bề rộng của dải trờn cột lấy bằng ẳ bề rộng bước cột, bề rộng dải giữa nhịp lấy bằng ẵ bề rộng bước cột

Dưới tác động của tải trọng ngang, nội lực trong sàn không đáng kể, chủ yếu do tải trọng thẳng đứng gây ra Vì vậy, chúng ta chỉ cần tập trung vào các trường hợp tải trọng thẳng đứng mà không cần xem xét ảnh hưởng của tải trọng ngang.

STT Tải trọng Ký hiệu Loại tải Ý nghĩa

1 Tĩnh tải TT Dead Trọng lượng bản thân cấu kiện, tải trọng tường xây

2 Hoạt tải HT Live Hoạt tải chức năng sàn

Bảng 4.4 Bảng tổ hợp tải trọng

 Sử dụng phần mềm SAFE v12, tiến hành khai báo các thông số đầu vào nêu trên để tính toán nội lực sàn

Hình 4.1 Mô hình mặt bằng sàn tầng điển hình

Hình 4.2 Mô hình sàn tầng điển hình

Hình 4.3 Tĩnh tải phân bố trên sàn

Hình 4.4 Hoạt tải phân bố trên sàn

Hình 4.5 Tĩnh tải tường xây

Hình 3.6 Chia strip cho bản sàn

Hình 4.7 Biểu đồ độ võng sàn

Hình 4.10 Moment theo Strip phương cạnh dài

Hình 4.11 Moment theo Strip phương cạnh ngắn

4.3.4 TÍNH TOÁN CỐT THÉP SÀN

 Chọn chiều dày lớp bêtông bảo vệ a = 2.5 (cm); h0 = h – a = 25 – 2.5 = 22.5 (cm)

Hình 4.12 Sơ đồ phân chia ô sàn

 Kết quả tính thép được trình bày trong bảng sau

Tên ô sàn Layer Vị Trí Tên strip

  (mm2) As Chọn thép (mm2) Asc %

Bảng 4.1 Bảng tính cốt thép sàn

4.3.5 KIỂM TRA ĐỘ VÕNG SÀN

 Độ võng sàn được kiểm tra bằng phần mềm SAFE

Hình 4.12 Độ võng của sàn

 Độ võng sàn tính bằng SAFE: f = 8.04 (mm) = 0.804 (cm)

 Thõa điều kiện làm việc bình thường của ô sàn theo TTGH II

4.3.6 KIỂM TRA XUYÊN THỦNG ĐẦU CỘT

 Kiểm tra xuyên thủng tại vị trí sàn đặt trên đầu vách trục 2 (trục 5), đây là vị trí nguy hiểm nhất về xuyên thủng trên toàn diện tích sàn

 Kích thước tiết diện vách: bxh = 500x2000 (mm)

 Điều kiện chống xuyên thủng (theo TCVN 5574-2012): cx bt m 0

 : hệ số lấy với từng loại betong, betong nặng  = 1

 Rbt: cường độ chịu kéo của betong, Rbt = 1.2 (MPa)

Giá trị trung bình của chu vi đáy trên và đáy dưới của tháp nén thủng được xác định khi tháp bị nén thủng trong phạm vi chiều cao làm việc của tiết diện Chu vi đáy dưới được tính bằng công thức: u_d = 2 × (2000 + 2500) = 5000 mm Trong khi đó, chu vi đáy trên được tính theo công thức: u_t = 2 × ((225 + 2000) + (225 + 2500)) = 6800 mm.

SVTH: ĐOÀN QUANG VĨNH DUY Trang 38 o Giá trị trung bình: um = 5900 (mm)

 h0 : chiều cao làm việc của tiết diện, h0 = 22.5 (cm) = 0.225 (m)

Hình 4.13 Biểu đồ lực dọc đi qua trục 2

 Từ model ETABS lực gây xuyên thủng được tính toán như sau under above xt column column

 Do Pxt = 629.7 (kN) < Pcx = 1593 (kN), nên tại vị trí này, sàn đảm bảo điều kiện chống xuyên thủng

Để chịu nội lực do co ngót của bê tông và tăng cường liên kết giữa sàn và vách, cần lắp đặt lớp thép cấu tạo có đường kính 12mm với khoảng cách 200mm tại đầu vách Chiều dài thanh thép phải đảm bảo điều kiện c ≥ 0.4L, trong đó L = 9500mm, dẫn đến c ≥ 3800mm; do đó, chọn c = 4000mm.

 Dựa vào kết quả mô men xuất từ mô hình trong SAFE ứng với tải tiêu chuẩn ta kiểm tra vết nứt của sàn BTCT theo TCVN 5574-2012

 Cơ sở tính toán nứt theo mục 7.1.2.5 (TCVN 557-2012) được trình bày như sau

 Mô men kháng nứt của cấu kiện chịu uốn: M crc cr c bt ,ser pl

 Trong đó bo so so pl bo

 Điều kiện để cấu kiện không bị nứt như sau: MM crc

 M : mô men ngoại lực trên tiết diện dang xét

 I bo : mô men quán tính của tiết diện vùng bê tông chịu nén đối với truc trung hòa

 I so,so ' : mô men quán tính của tiết diện cốt thép tương ứng với S và S’ đối với trục trung hòa

 x: chiều cao vùng betong chịu nén

Wpl là mô men kháng uốn của tiết diện, được xác định dựa trên thớ chịu kéo ngoài cùng, đồng thời xem xét biến dạng không đàn hồi của bê tông trong vùng chịu kéo.

 Áp dụng các công thức tính toán:

Chúng tôi sử dụng moment dương lớn nhất của các ô bản theo các phương ứng với diện tích thép đã chọn để so sánh với moment giới hạn, từ đó đánh giá sự hình thành vết nứt của ô sàn.

S1 523 125 651041667 5230000 7812500 22120708 39.817 33.8 Không xuất hiện vết nứt S2 1028 125 651041667 10280000 7812500 23363776 42.055 38.35 Không xuất hiện vết nứt S3 1028 125 651041667 10280000 7812500 23363776 42.055 39.89 Không xuất hiện vết nứt

Bảng 4.2 Bảng kiểm tra nứt cho sàn

TẢI TRỌNG GIÓ VÀ ĐỘNG ĐẤT

 Chọn sơ bộ chiều dày bản sàn theo công thức s h DL

 D là là hệ số xét đến tải trọng tác dụng lên sàn

 m là hệ số phụ thuộc vào dạng bản sàn

 L là chiều dài nhịp tính toán

 Chọn m = 40, D = 0.8, nhịp L = 9500 (mm) ta có: s

 Xác định sơ bộ kích thước dầm biên

 Vậy dầm biên có tiết diện bxh = 400x700 (mm)

 Chọn sơ bộ vách có chiều dày b = 500 (mm), chiều cao h = 2 (m)

 Sơ bộ tiết diện cột bxh = 500x500 (mm)

TẢI TRỌNG TÁC DỤNG

Vật liệu cấu tạo Chiều dày

Tải trọng tiêu chuẩn gtc (kN/m 2 )

Tải trọng tính toán gtt (kN/m 2 )

Vữa trát trần 15 20 0.3 1.2 0.36 Đường ống thiết bị 0.5 1.1 0.55

Bảng 5.1 Bảng tĩnh tải tác dụng trên sàn

Khi khai báo tĩnh tải tác dụng trong ETABS, trọng lượng bản thân của bản sàn BTCT được bỏ qua Giá trị tĩnh tải được khai báo là g = 8.481 – 6.825 = 1.606 (kN/m²).

 Tải trọng phân bố đều trên dầm biên và trên bản sàn, trên dầm biên chiều dày tường là tường 200, còn tường phân bố trên sàn sẽ là tường 100

 Bảng tính toán tải tường

Tên tầng Tên cấu kiện chịu tải Loại tường

Tải tường tác dụng (tc) (kN/m)

Tải tường tác dụng (tt) (kN/m)

Tầng điển hình Dầm biên T200 2.9 11.83 14.21

Bảng 5.2 Bảng tĩnh tải tường xây

 Hoạt tải chức năng của từng ô sàn

Loại phòng Hoạt tải tiêu chuẩn ptc (kN/m 2 )

Hoạt tải tính toán ptt (kN/m 3 )

Bảng 5.3 Bảng hoạt tải sàn

Tải gió bao gồm hai thành phần chính: tĩnh và động Thành phần động của tải trọng gió phụ thuộc vào khối lượng và độ cứng của tòa nhà, do đó cần phải thực hiện phân tích động học trước khi tính toán giá trị của thành phần này Vì lý do này, thành phần động sẽ không được xem xét trong bài viết này.

Vì vậy, ta tính toán giá trị thành phần tĩnh của tải trọng gió và chúng được đặt tại tâm hình học của sàn

 Bảng tính toán giá trị thành phần tĩnh của gió

Tên tầng Chiều cao từng tầng (m)

Kích thước công trình Cao độ

Giá trị tiêu chuẩn thành phần tĩnh của tải trọng gió

Giá trị tính toán thành phần tĩnh của tải trọng gió

Bảng 5.4 Bảng tính toán thành phần gió tĩnh

MÔ HÌNH TÍNH TOÁN ĐỘNG HỌC

 Sử dụng phần mềm ETABS tiến hành mô hình tính toán khung

Hình 5.1 Mặt bằng sàn (tầng trệt đến tầng kỹ thuật)

Hình 5.2 Mặt bằng sàn tầng điển hình

Hình 5.4 Mô hình khung không gian

Hình 5.5 Tĩnh tải tác dụng lên sàn

Hình 5.6 Hoạt tải tác dụng lên sàn

Hình 5.8 Khai báo khối lượng tham gia dao động

KẾT QUẢ PHÂN TÍCH

Mode Period UX UY UZ RX RY RZ Tần số f

Bảng 5.5 Bảng chu kỳ dao động

Story Diaphragm MassX MassY XCM YCM CumMassX CumMassY XCCM YCCM XCR YCR

STORY22 D1 1455.108 1455.108 21.261 10.838 1455.108 1455.108 21.261 10.838 21.299 10.44 STORY21 D1 1484.375 1484.375 21.261 10.839 2939.483 2939.483 21.261 10.838 21.299 10.429 STORY20 D1 1484.375 1484.375 21.261 10.839 4423.859 4423.859 21.261 10.838 21.299 10.414 STORY19 D1 1484.375 1484.375 21.261 10.839 5908.234 5908.234 21.261 10.838 21.299 10.396 STORY18 D1 1484.375 1484.375 21.261 10.839 7392.609 7392.609 21.261 10.838 21.299 10.377 STORY17 D1 1484.375 1484.375 21.261 10.839 8876.984 8876.984 21.261 10.838 21.299 10.358 STORY16 D1 1484.375 1484.375 21.261 10.839 10361.359 10361.359 21.261 10.838 21.299 10.339 STORY15 D1 1484.375 1484.375 21.261 10.839 11845.734 11845.734 21.261 10.839 21.299 10.32 STORY14 D1 1484.375 1484.375 21.261 10.839 13330.110 13330.110 21.261 10.839 21.299 10.302 STORY13 D1 1484.375 1484.375 21.261 10.839 14814.485 14814.485 21.261 10.839 21.299 10.284 STORY12 D1 1484.375 1484.375 21.261 10.839 16298.860 16298.860 21.261 10.839 21.299 10.267 STORY11 D1 1484.375 1484.375 21.261 10.839 17783.235 17783.235 21.261 10.839 21.299 10.251 STORY10 D1 1484.375 1484.375 21.261 10.839 19267.610 19267.610 21.261 10.839 21.299 10.236 STORY9 D1 1484.375 1484.375 21.261 10.839 20751.986 20751.986 21.261 10.839 21.299 10.222 STORY8 D1 1484.375 1484.375 21.261 10.839 22236.361 22236.361 21.261 10.839 21.299 10.211 STORY7 D1 1484.375 1484.375 21.261 10.839 23720.736 23720.736 21.261 10.839 21.299 10.203 STORY6 D1 1484.375 1484.375 21.261 10.839 25205.111 25205.111 21.261 10.839 21.3 10.202 STORY5 D1 1484.375 1484.375 21.261 10.839 26689.486 26689.486 21.261 10.839 21.3 10.213 STORY4 D1 2073.64 2073.64 21.3 10.79 28763.126 28763.126 21.264 10.835 21.3 10.248 STORY3 D1 2084.076 2084.076 21.3 10.79 30847.202 30847.202 21.266 10.832 21.3 10.266 STORY2 D1 2100.902 2100.902 21.3 10.79 32948.104 32948.104 21.269 10.829 21.3 10.298 STORY1 D1 2110.074 2110.074 21.3 10.789 35058.178 35058.178 21.271 10.827 21.3 10.35

Bảng 5.6 Thông tin về khối lượng tầng, tọa độ tâm cứng, tâm khối lượng

TÍNH TOÁN THÀNH PHẦN GIÓ ĐỘNG

Theo TCVN 229 – 1999, khi tính toán cho các công trình cao hơn 40m, cần xem xét thành phần động của tải trọng gió Với chiều cao công trình là 73.3m, việc đánh giá ảnh hưởng của thành phần động tải trọng gió là rất quan trọng.

Tùy thuộc vào mức độ nhạy cảm của công trình đối với tác động của tải trọng gió, thành phần động của tải trọng gió có thể chỉ cần xem xét tác động do thành phần xung của vận tốc gió hoặc bao gồm cả lực quán tính của công trình.

Mức độ nhạy cảm của công trình được xác định thông qua sự tương quan giữa các giá trị tần số dao động riêng cơ bản, đặc biệt là tần số dao động riêng thứ nhất, so với tần số giới hạn fL = 1.3 Hz.

 Giá trị tiêu chuẩn thành phần động của gió tác dụng lên phần tử j của dạng dao động thứ i được xác định theo công thức sau:

 M : Khối lượng tập trung của phần công trình thứ j j

  i : Hệ số động lực ứng với dạng dao động thứ i

  i : Hệ số được xác định bằng cách chia công trình thành n phần, trong phạm vi mỗi phần tải trọng gió có thể xem như không đổi

 y : Biên độ dao động tỉ đối của phần công trình thứ j ứng với dạng dao động thứ ij i

 Cách xác định các hệ số: a Xác định ξ i

Hệ số động lực  i cho dạng dao động thứ I được xác định từ Đồ thị theo TCVN 229 – 1999, phụ thuộc vào thông số  i và độ giảm loga của dao động .

 Do công trình bằng BTCT nên có  = 0.3

 Thông số  i xác định theo công thức:

Hệ số độ tin cậy của tải trọng gió được xác định là 1.2, trong khi giá trị áp lực gió đã được tính toán là W0 = 0.83 (kN/m²) Tần số dao động riêng thứ i cũng là một yếu tố quan trọng trong phân tích tải trọng gió.

SVTH: ĐOÀN QUANG VĨNH DUY Trang 51 b Xác định  i

 Hệ số  i được xác định bằng công thức sau: n ij Fj j 1 i n

Trong công thức này, WFj đại diện cho giá trị tiêu chuẩn của thành phần động do tải trọng gió tác động lên phần thứ j của công trình Giá trị này được xác định dựa trên các dạng dao động khác nhau và chỉ tính đến ảnh hưởng của xung vận tốc gió.

Hệ số áp lực động của tải trọng gió tại độ cao zj cho phần thứ j của công trình được ký hiệu là j và có thể tra cứu trong Bảng 3 TCVN 229 – 1999 Diện tích mặt đón gió tương ứng với phần thứ j của công trình được ký hiệu là Sj Hệ số tương quan không gian áp lực động của tải trọng gió, ký hiệu là , phụ thuộc vào tham số   và dạng dao động, có thể tham khảo trong Bảng 4 và Bảng 5 TCVN 299 – 1999.

Sau khi đã xác định đầy đủ các thông số cần thiết, chúng ta tiến hành lập bảng tính để tính toán giá trị thành phần động của tải trọng gió tác động lên công trình.

Dạng địa hình A Tần số Giá trị Mode Tần số Giá trị Mode

Vùng áp lực gió II f1 0.401 1 f2 0.406 2

Giá trị áp lực gió tiêu chuẩn W0 (kN/m 2 ) 0.83

Tần số giới hạn fL 1.3

Bảng 5.7 Thông số dùng để tính toán thành phần động của gió

 Kết quả tính toán thành phần động của tải trọng gió được thể hiện trong bảng sau:

Bảng 5.8 Tải trọng gió động theo phương dọc nhà

Bảng 5.9 Tải trọng gió động theo phương ngang nhà

TẢI TRỌNG ĐỘNG ĐẤT

Động đất là hiện tượng vật lý phức tạp, thể hiện qua sự chuyển động hỗn loạn của vỏ trái đất với phương và cường độ thay đổi theo thời gian Sự kiện này xảy ra một cách bất ngờ và thường không kéo dài.

Động đất ảnh hưởng đến công trình xây dựng thông qua sự chuyển động của công trình khi mặt đất xảy ra rung lắc Khi công trình di chuyển, nó sẽ tạo ra các lực quán tính, được gọi là động đất Sự tác động của lực động đất gây ra các phản ứng động lực như chuyển vị, vận tốc, gia tốc, ứng suất và biến dạng của công trình.

Đánh giá chính xác phản ứng của công trình dưới tác động của động đất là một nhiệm vụ phức tạp do nhiều yếu tố ảnh hưởng Ngoài các yếu tố trên bản đồ địa chấn, cần xem xét độ sâu chấn tiêu H, tiêu cự Δ, tâm cự D, loại vật liệu xây dựng, hình dáng, cấu tạo, sự phân bố khối lượng, trình độ thi công và nhiều yếu tố ngẫu nhiên khác.

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

 Khi có động đất cấp thấp hơn cấp động đất quy định trong vùng xây dựng công trình: công trình còn tồn tại nguyên vẹn

Khi xảy ra động đất có cường độ lớn hơn mức quy định cho khu vực xây dựng, công trình cần đảm bảo không gây ra thiệt hại lâu dài hoặc hư hỏng nghiêm trọng, nhằm bảo vệ tính mạng con người.

Khi thiết kế nhà cao tầng chống động đất, các kết cấu cần được phân loại thành 4 cấp dựa trên cấp độ động đất tính toán và loại hình kết cấu Trong trường hợp này, công trình cao 73.3m được tính toán cho động đất cấp 8, do đó được phân loại vào kết cấu chống động đất cấp 1.

5.6.2 BIỂU DIỄN CƠ BẢN CỦA TÁC ĐỘNG ĐỘNG ĐẤT

Theo TCVN 9386 – 2012, chuyển động động đất tại một điểm cụ thể trên bề mặt được mô tả bằng phổ phản ứng gia tốc đàn hồi, thường được gọi là "phổ phản ứng đàn hồi".

Phổ phản ứng đàn hồi được áp dụng đồng nhất cho hai mức tác động động đất đã nêu trong các phần 2.1(1)P và 2.2.1(1)P, nhằm đảm bảo không xảy ra sụp đổ (trạng thái cực hạn - tác động động đất thiết kế) và đáp ứng yêu cầu hạn chế hư hỏng.

Tác động của động đất theo phương nằm ngang được phân tích qua hai thành phần vuông góc độc lập, được thể hiện bằng một phổ phản ứng giống nhau.

Ba thành phần của tác động động đất có thể chấp nhận nhiều dạng khác nhau của phổ phản ứng, tùy thuộc vào các vùng nguồn và độ lớn của động đất phát sinh từ chúng.

Khi chọn hình dạng phù hợp cho phổ phản ứng, cần xem xét kích thước của các trận động đất có ảnh hưởng lớn nhất, vì điều này rất quan trọng trong việc đánh giá nguy cơ động đất theo phương pháp.

SVTH: ĐOÀN QUANG VĨNH DUY Trang 55 xác định xác suất không thiên về giới hạn trên an toàn, ví dụ như khả năng xảy ra trận động đất cực đại.

Ở những khu vực chịu ảnh hưởng từ động đất có nguồn gốc khác nhau, cần xem xét việc sử dụng nhiều dạng phổ phản ứng để phản ánh chính xác tác động của động đất trong thiết kế Trong những trường hợp này, giá trị của ag cho từng loại phổ phản ứng và từng trận động đất thường sẽ khác nhau.

5.6.3 PHƯƠNG PHÁP TÍNH ĐỘNG ĐẤT BẰNG PHỔ THIẾT KẾ DÙNG CHO PHÂN

Khả năng kháng chấn của hệ kết cấu trong miền ứng xử phi tuyến cho phép thiết kế kết cấu với lực động đất nhỏ hơn so với lực ứng với phản ứng đàn hồi tuyến tính.

Để tránh phân tích trực tiếp các kết cấu không đàn hồi, người ta sử dụng khả năng tiêu tán năng lượng thông qua ứng xử dẻo của các cấu kiện và các cơ cấu khác Phân tích đàn hồi dựa trên phổ phản ứng được chiết giảm từ phổ phản ứng đàn hồi, được gọi là “phổ thiết kế” Sự chiết giảm này được thực hiện bằng cách áp dụng hệ số ứng xử q.

Hệ số ứng xử q là tỷ số giữa lực động đất mà kết cấu phải chịu nếu phản ứng hoàn toàn đàn hồi với tỷ số cản nhớt 5% Giá trị này được sử dụng trong thiết kế theo mô hình phân tích đàn hồi, đảm bảo kết cấu đáp ứng các yêu cầu thiết kế Hệ số q phụ thuộc vào ảnh hưởng của tỷ số cản nhớt khác nhau của các loại vật liệu và hệ kết cấu, tương ứng với cấp dẻo của kết cấu Giá trị của hệ số ứng xử q có thể thay đổi theo các hướng nằm ngang khác nhau của kết cấu, mặc dù phân loại cấp dẻo phải đồng nhất trong mọi hướng.

 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:

 ag là gia tốc nền thiết kế trên nền loại A (ag = l.agR)

 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;

 Sd (T) là phổ thiết kế;

 Q là hệ số ứng xử;

  là hệ số ứng với cận dưới của phổ thiết kế theo phương nằm ngang,  = 0,2

5.6.4 KHỐI LƯỢNG THAM GIA DAO ĐỘNG

 Khối lượng tham gia dao động dưới tác dụng của tải trọng động đất là 100% tĩnh tải và

 Chu kỳ dao động được tính toán lại với khối lượng tham gia dao động là 1TT + 0.24HT:

Bảng 5.10 Chu kỳ dao động khi tính toán động đất

5.6.5 TÍNH TOÁN PHỔ PHẢN ỨNG THIẾT KẾ CHO CÔNG TRÌNH

 Địa diểm xây dựng công trình: Quận 2, TP.HCM

 Hệ số tầm quan trọng: 1.25

Mode Period UX UY UZ RX RY RZ Tần số f

Thông số Ký hiệu Giá trị Đơn vị Ghi chú

Gia tốc nền quy đổi agRo 0.0856 Bảng tra phụ lục I

Gia tốc nền agR 0.8397 m/s 2 agR = agRo.g

Gia tốc nền thiết kế ag 1.0497 m/s 2 ag = agR.g1

Thông số xác định phổ

Hệ số ứng xử q 3.9 Theo mục 5.2.2.2

Hệ số xác định cận dưới b 0.2 Theo mục 3.2.2.5

Bảng 5.11 Thông số tính toán phổ phản ứng

 Giá trị phổ phản ứng thiết kế Sd (T) được tính toán theo các công thức đã nêu

 Bảng tính giá trị phổ phản ứng thiết kế Sd (T)

Bảng 5.12 Giá trị phổ phản ứng ứng với chu kỳ dao động

Hình 5.10 Biểu đồ quan hệ phổ phản ứng – chu kỳ dao động

KHAI BÁO TẢI TRỌNG ĐỘNG ĐẤT VÀO MÔ HÌNH ETABS

 Sử dụng kết quả tính toán phổ phản ứng thiết kế, ta tiến hành nhập số liệu vào mô hình

Hình 5.11 Khai báo phổ phản ứng vào ETABS

Hình 5.12 Dạng dao động theo phương X

Hình 5.13 Dạng dao động theo phương Y

KẾT QUẢ TÍNH TOÁN

Spec Mode Period DampRatio SpecFactor U1 U2 U3

Bảng 5.13 Phản ứng của công trình dưới tác dụng của tải trọng động đất theo phương X

Spec Mode Period DampRatio SpecFactor U1 U2 U3

Bảng 5.14 Phản ứng của công trình dưới tác dụng của tải trọng động đất theo phương Y

THIẾT KẾ KẾT CẤU KHUNG CHỊU LỰC

TỔ HỢP TẢI TRỌNG

 Tải trọng tác dụng vào công trình bao gồm:

STT Ký hiệu Ý nghĩa Loại tải

1 TT Tĩnh tải các lớp cấu tạo, tường xây DEAD

3 HT Hoạt tải sàn LIVE

4 WSX Tải trọng gió tĩnh theo phương X WIND

5 WSY Tải trọng gió tĩnh theo phương Y WIND

6 WDX Tải trọng gió động theo phương X WIND

7 WDY Tải trọng gió động theo phương Y WIND

8 DDX Tải trọng động đất theo phương X EQUAKE

9 DDY Tải trọng động đất theo phương Y EQUAKE

Bảng 6.1 Các loại tải trọng tác dụng vào công trình

 Tổ hợp tải trọng gió

STT Tên tổ hợp WSX WDX WSY WDY

Bảng 6.2 Tổ hợp tải trọng gió

 Tổ hợp nội lực theo TTGH I:

STT Tên tổ hợp TT HT WX WY DDX DDY

12 ENVEL ENVELOPE (COMB1, COMB2, …,COMB11)

Bảng 6.3 Tổ hợp nội lực theo TTGH I

 Tổ hợp nội lực theo TTGH II:

STT Tên tổ hợp TT HT WX WY DDX DDY

12 ENVEL ENVELOPE (COMB1, COMB2, …,COMB11)

Bảng 6.4 Tổ hợp nội lực theo TTGH II

SƠ ĐỒ TÍNH

Đồ án sử dụng phần mềm ETABS 9.7 để phân tích khung không gian và tính toán cấu kiện trong giới hạn đàn hồi Các kết cấu chịu lực chính như dầm, cột, sàn, vách và cầu thang được mô hình hóa đầy đủ trong chương trình với các phần tử phù hợp.

KIỂM TRA CHUYỂN VỊ CÔNG TRÌNH

6.3.1 KIỂM TRA CHUYỂN VỊ ĐỈNH

 Từ phần mềm ETABS ta tiến hành xuất kết quả chuyển vị đỉnh công trình:

Hình 6.1 Chuyển vị đỉnh công trình với tổ hợp CV1

 Ta có các tổ hợp sau để xác định chuyển vị đỉnh của công trình

STT Tên tổ hợp TT HT WX WY

Bảng 6.5 Tổ hợp nội lực xác định chuyển vị đỉnh

 Chuyển vị đỉnh của công trình được tổng hợp trong bảng sau:

Story Tên tổ hợp UX (m) UY (m)

Bảng 6.6 Chuyển vị đỉnh công trình

 Chuyển vị ngang lớn nhất tại đỉnh fmax = 0.031 (m)

 Theo TCVN 5574 – 2012, với kết cấu khung BTCT

 fmax = 0.031 (m) < [f]  Thõa chuyển vị đỉnh công trình

6.3.2 KIỂM TRA CHUYỂN VỊ LỆCH TẦNG ( HIỆU ỨNG P-DELTA )

Khác với công trình thấp tầng, nhà cao tầng cần chú trọng đến chuyển vị và biến dạng theo phương ngang, không chỉ vì chúng ảnh hưởng đến điều kiện sử dụng bình thường như gây nứt các kết cấu bao che, mà còn ảnh hưởng đến an toàn của toàn bộ kết cấu thông qua hiệu ứng P-Delta.

Hiệu ứng P-Delta là hiện tượng mà lực dọc gây ra moment uốn lớn trong cột do chuyển vị ngang tương đối giữa hai đầu cột Khi xem xét một thanh cột chịu tác dụng của cả lực ngang và lực nén, moment uốn tại chân cột trong trường hợp chuyển vị bé được tính là Qh Tuy nhiên, khi chuyển vị lớn hơn, moment uốn tại chân cột sẽ là Qh + Pdelta, với Pdelta là phần tăng thêm do chuyển vị lớn Hiệu ứng P-Delta trở nên quan trọng trong kết cấu nhà cao tầng, nơi tải trọng ngang và lực dọc đều lớn, dẫn đến chuyển vị ngang tương đối giữa các tầng cũng lớn.

 Bảng tính toán chuyển vị lệch tầng P-Delta:

Bảng 6.7 Bảng tính độ nhạy hiệu ứng P-Delta

SPEC Y = DDY + 0.3DDX qDriftX qDriftY Hệ số độ nhạy Giới

The data showcases a series of performance metrics across various stories, detailing the total power output (PTOT), maximum specifications for X (SPECX MAX) and Y (SPECY MAX), along with additional numerical values For instance, STORY22 reports a PTOT of 1344.33, with SPECX MAX at 1039.19 and SPECY MAX at 0.000938 As we progress through the stories, PTOT values increase, peaking at STORY1 with 33034.86, while SPECX MAX reaches 6988.72 and SPECY MAX diminishes to 0.000149 Each story reflects a distinct set of metrics, indicating a trend of increasing power output and varying specifications, essential for analyzing performance and efficiency.

Hình 6.3 Biểu đồ quan hệ Tầng – Độ nhạy

Hình 6.4 Biểu đồ quan hệ Tầng – Chuyển vị

T ầng Độ nhạy Độ nhạy phương X Độ nhạy phương Y

XÁC ĐỊNH NỘI LỰC

Sử dụng phần mềm để tính toán giá trị nội lực của các phần tử trong các trường hợp tải trọng và cấu trúc tổ hợp, chúng ta có thể xác định các giá trị này phục vụ cho việc tính toán các cấu kiện chịu lực chính của công trình như dầm, cột và vách, chịu tác động của tải trọng đứng và tải trọng ngang.

 Các kết quả nội lực chi tiết dùng để tính toán cấu kiện được trình bày trong phần Phụ lục

Hình 6.5 Biểu đồ moment trục 1 và trục A

TÍNH TOÁN DẦM BIÊN TẦNG ĐIỂN HÌNH

Hình 6.6 Sơ đồ bố trí dầm biên tầng điển hình

6.5.1 TÍNH TOÁN CỐT THÉP DỌC

 Chọn chiều dày lớp bêtông bảo vệ a = 4 (cm)  h0 = h – a = 60 – 4 = 56 (cm)

 Tính cốt thép theo trình tự sau:

 Nội lực tính dầm biên được lấy từ tổ hợp bao (ENVEL)

6.5.2 TÍNH TOÁN CỐT THÉP ĐAI

Không nên bố trí cốt thép xiên chịu lực cắt, bởi vì điều kiện tính toán yêu cầu lực cắt do ngoại lực tác động không được vượt quá tổng khả năng chịu cắt của bê tông và cốt đai Cụ thể, điều này được thể hiện qua công thức: Q ≤ Qb + Qsw, trong đó Q là lực cắt, Qb là khả năng chịu cắt của bê tông và Qsw là khả năng chịu cắt của cốt đai.

 Qb là khả năng chịu cắt của bê tông:

SVTH: ĐOÀN QUANG VĨNH DUY Trang 71 với    b b2 (1    f n ).R b.h bt 0 2

 Qsw là khả năng chịu cắt của cốt đai: Q sw q c sw R A sw sw với A sw là diện tích tiết diện cốt thép đai

 c trong 2 công thức trên là chiều dài hình chiếu tiết diện nghiêng lên trục cấu kiện tính từ mép gối tựa

 Tiết diện nghiêng nguy hiểm nhất ứng với 0 b sw c c M

 Khoảng cách cốt đai theo tính toán:

 Khoảng cách cốt đai lớn nhất để đảm bảo điều kiện không có khe nứt nghiêng chỉ qua bê tông:

 Khoảng cách cốt đai theo cấu tạo:

 Vùng L/4 gần gối tựa: ct ct h / 2 h 450 mm s

6.5.3 TÍNH TOÁN CỐT THÉP CHO DẦM BIÊN B58

 Nội lực tính toán (trích từ Phụ lục)

Tầng Tên dầm Tổ hợp Vị trí Q

STORY10 B58 ENVEL MIN Gối trái -191.6 -338.47

STORY10 B58 ENVEL MIN Gối phải 39.22 -96.27

 Tính toán cốt thép dọc cho đoạn dầm từ trục 1 đến 2 của dầm B58:

 Chọn 6  22 có A sc = 2280 (mm 2 ) bố trí cho vị trí gối trái của dầm B58

 Lực cắt lớn nhất xuất hiện trong dầm Qmax = 191.6(kN)

 Lực cắt lớn nhất bêtông chịu được:

 Do Qb < Qmax nên ta cần tính toán cốt đai cho dầm

 Bước cốt đai tính toán

 Bước cốt đai lớn nhất:

 Bước cốt đai cấu tạo:

Vùng gối tựa với h > 450 (mm), ta có: ct h / 3 600 s 200(mm)

 Bố trí cốt đai  8a200 cho vị trí gối tựa của dầm B58

 Trình tự tính toán tương tự với vị trí khác của dầm B58 và các dầm khác, ta có bảng tổng hợp tính toán thép dầm như sau:

Bảng 6.9 Bảng tính thép dầm

TÍNH TOÁN THIẾT KẾ VÁCH CỨNG

6.6.1 LÝ THUYẾT TÍNH TOÁN VÁCH BTCT

 Trình tự tính toán tương tự với vị trí khác của dầm B58 và các dầm khác, ta có bảng tổng hợp tính toán thép dầm như sau:

 Ưu điểm của vách phẳng BTCT:

 Vách BTCT chịu tải trọng ngang như gió, động đất tác dụng trong mặt phẳng

 Độ cứng vách lớn nên biến dạng nhỏ, khống chế chuyển vị ngang

 Vách BTCT vừa chịu tải trọng ngang trong và ngoài mặt phẳng, ngoài ra còn chịu một phần lớn tải trọng đứng

 Nguyên tắc bố trí vách BTCT trên mặt bằng

Các vách cứng được thiết kế theo hình dạng tổ hợp như chữ C, I, hoặc [] để tối ưu hóa khả năng chịu uốn Khi chịu tải trọng ngang, các vách này thường phải đối mặt với lực nén uốn, do đó việc bố trí hợp lý là rất quan trọng để đảm bảo tính bền vững.

 Tăng độ cứng cho vách bằng cách tăng chịu dài của vách trong mặt phẳng uốn

 Bố trí các vách cứng sao cho tâm cứng của hệ vách trùng với tâm đặt tải trọng và hạn chế bố trí lớn hơn 3 vách đồng quy

 Nên bố trí vách xung quanh công trình để tăng khả năng chịu cắt và chống xoắn cho công trình

 Nguyên tắc tính toán cốt thép vách cứng:

 Nên bố trí vách xung quanh công trình để tăng khả năng chịu cắt và chống xoắn cho công trình

Các vách cứng thường được thiết kế theo hình dạng tổ hợp như chữ C, I, hoặc hình vuông, để đơn giản hóa việc tính toán và đảm bảo an toàn, chúng ta chia nhỏ các vách này thành các vách cứng riêng lẻ với tiết diện hình chữ nhật BxH Mỗi vách sẽ được đánh số từ P1, P2,… đến Pn và được đặt trên mặt bằng Công việc này được thực hiện trong sơ đồ tính kết cấu ETABS và được tính toán trong bảng tính toán.

 Từ các vách cứng riêng lẻ, ta tiến hành tổ hợp nội lực và tính toán cốt thép như cấu kiện chịu nén lệch tâm

6.6.2 THÔNG SỐ TÍNH TOÁN VÁCH

Theo TCVN 356 – 2005, độ cứng và cường độ của kết cấu nhà cao tầng phải được thiết kế đồng đều hoặc giảm dần lên phía trên, tránh thay đổi đột ngột Độ cứng của kết cấu tầng trên không được nhỏ hơn 70% độ cứng của tầng dưới liền kề, tức là mức giảm không quá 30% Nếu có ba tầng liên tiếp giảm độ cứng, tổng mức giảm không được vượt quá 50%.

 Tiết diện vách được chọn phải thõa mãn yêu cầu về thay đổi độ cứng, tiết diện vách chọn theo bảng sau

Tiết diện BxH 300x3000 300x2800 300x2600 300x2400 Độ cứng EJ 2.093E+13 1.70E+13 1.36E+13 1.07E+13

So sánh độ cứng 100% 81.30% 65.10% 51.20%

Phần trăm thay đổi độ cứng 0 18.70% 16.21% 13.90%

Bảng 1.10 Tiết diện vách cứng

6.6.3 PHƯƠNG PHÁP VÙNG BIÊN CHỊU MOMENT

 Thông thường, các vách cứng dạng công xôn phải chịu tổ hợp nội lực sau: N, Mx, My, Qx, Qy

Vách cứng được thiết kế để chịu tải trọng ngang tác động song song với mặt phẳng của nó, do đó không cần xem xét khả năng chịu mô men ngoài mặt phẳng Mx và lực cắt Qy theo phương vuông góc Chỉ cần tập trung vào tổ hợp nội lực gồm: N, My và Qx.

Hình 6.7: Nội lực trong vách

Phương pháp này cho rằng cốt thép ở hai đầu vách được thiết kế để chịu toàn bộ moment, trong khi lực dọc trục được giả định phân bố đều trên toàn bộ chiều dài của vách.

6.6.4 CÁC GIẢ THIẾT CƠ BẢN

 Ứng suất kéo do cốt thép chịu Ứng suất nén do bê tông và cốt thép chịu

 Xét vách cứng chịu tải trọng NZ, MY như sau

Hình 6.8: Biểu đồ ứng suất tại các điểm trên mặt cắt ngang của vách

6.6.5 CÁC BƯỚC TÍNH TOÁN CỐT THÉP DỌC CHO VÁCH

Bước đầu tiên là giả định chiều dài B của vùng biên chịu Moment Chúng ta sẽ xem xét vách chịu lực dọc trục N và Moment uốn trong mặt phẳng My, mà Moment này tương đương với một cặp ngẫu lực đặt tại hai vùng biên của vách.

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

- F : Diện tích mặt cắt vách

- Fb : Diện tích vùng biên

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

Tính toán cốt thép cho cột chịu kéo - nén đúng tâm rất quan trọng để đảm bảo khả năng chịu lực Khả năng chịu lực của cột này được xác định theo công thức cụ thể, giúp đảm bảo tính an toàn và hiệu quả trong thiết kế kết cấu.

- Rn, Ra: Cường độ tính toán chịu nén của BT và của cốt thép

- Fb, Fa: diện tích tiết diện BT vùng biên và của cốt thép dọc

- : hệ số giảm khả năng chịu lực do uốn dọc (hệ số uốn dọc) Xác định theo công thức thực nghiệm, chỉ dùng được khi: 28 <  < 120

Với + lo: chiều dài tính toán của vách + imin: bán kính quán tính của tiết diện theo phương mảnh  imin = 0.288b

+ Khi   28: bỏ qua ảnh hưởng của uốn dọc, lấy  = 1 Thiên về an toàn lấy  = 0.8

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

Khi N > 0, trong vùng biên chịu kéo, ứng lực kéo do cốt thép chịu được xác định Diện tích cốt thép chịu kéo được tính toán theo công thức cụ thể, đảm bảo tính chính xác trong thiết kế kết cấu.

Để đảm bảo chất lượng công trình, bước 4 yêu cầu kiểm tra hàm lượng cốt thép Nếu không đạt yêu cầu, cần tăng kích thước B của vùng biên và thực hiện lại từ bước 1 Chiều dài B tối đa của vùng biên không được vượt quá L/2; nếu vượt quá, cần tăng bề dày vách để đảm bảo tính an toàn và hiệu quả.

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

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

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

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

Bước 5: Kiểm tra vách còn lại để đảm bảo cấu kiện chịu nén đúng tâm Nếu bê tông đạt đủ khả năng chịu lực, cốt thép chịu nén trong khu vực này sẽ được bố trí theo cấu tạo đã định.

 Bước 6: Tính toán cốt thép ngang trong vách được thực hiện tương tự như trong dầm

 Bước 7: Bố trí cốt thép cho vách cứng

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

 Bố trí cốt thép cần phải tuân thủ theo TCXD 198 : 199 như sau:

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

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

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

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

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

6.6.6 CÁC BƯỚC TÍNH TOÁN CỐT THÉP NGANG CHO VÁCH

 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

 : 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 ,s )  tt max ct

 Đường kớnh cốt ngang: chọn ỉ = 12 mm và bố trớ đều hết cốt đai với khoảng cỏch s = 200 mm

6.6.7 TÍNH TOÁN THÉP VÁCH TRỤC 3

 Mặt đứng bố trí vách trục 3 như sau:

Hình 6.9 Mặt đứng bố trí vách qua trục 3

 Các loại vách trên mặt cắt trục 3:

Bảng 6.11 Các tiết diện vách trục 3

 Do tính chất đối xứng nên ta tính thép cho các vách P9, P10, P11, P12, P13 nằm bên trái trục, các vách bên phải trục P15, P16, P17, P18, P14 bố trí thép tương tự

P9, P15 Vách ngăn từ tầng hầm lên tầng 4 P10, P16 Vách ngăn từ tầng 5 lên tầng 9 P11, P17 Vách ngăn từ tầng 10 lên tầng 14 P12, P18 Vách ngăn từ tầng 14 lên tầng 22

Bảng 6.12 Bảng tính thép vách ngăn từ tầng hầm lên tầng 22 (P9, P10, P11, P12)

Bảng 6.13 Bảng tính thép vách thang máy (P13)

6.6.8 TÍNH TOÁN THÉP VÁCH TRỤC C

 Mặt đứng bố trí vách trục C như sau:

Hình 6.10 Mặt đứng bố trí vách qua trục C

 Các loại vách trên mặt cắt trục C

Vách ngăn được thiết kế để phân chia không gian trong tòa nhà, bao gồm các tầng từ tầng hầm lên tầng 22 Cụ thể, vách biên từ tầng hầm đến tầng 22 (P19, P20), vách ngăn từ tầng hầm đến tầng 4 (P21, P15), vách ngăn từ tầng 5 đến tầng 9 (P22, P16), vách ngăn từ tầng 10 đến tầng 14 (P23, P17), và vách ngăn từ tầng 14 đến tầng 22 (P24, P18).

Bảng 6.14 Các loại vách trên trục C

 Do tính chất đối xứng nên ta tính thép cho các vách P19, P21, P22, P23, P24 nằm bên trái trục, các vách P20, P15, P16, P17, P18 nằm bên phải trục bố trí thép tương tự

Bảng 6.15 Bảng tính thép vách ngăn biên P19

Bảng 6.16 Bảng tính thép vách ngăn từ tầng hầm lên tầng 22

Bảng 2.17 Bảng tính thép vách thang máy P13

THIẾT KẾ MÓNG

SỐ LIỆU ĐỊA CHẤT

Theo khảo sát, đất nền bao gồm nhiều lớp đất khác nhau Với độ dốc các lớp nhỏ và chiều dày đồng đều, có thể coi nền đất tại mọi điểm của công trình có chiều dày và cấu tạo tương tự như mặt cắt địa chất điển hình.

Bảng 7.1 Bảng chỉ tiêu cơ lý của đất nền

Hình 7.1 Mặt cắt địa chất

Hình 7.2 Biểu đồ SPT đất nền

GIẢI PHÁP NỀN MÓNG

 Công trình có tải trọng rất lớn, giải pháp nền móng được chọn ở đây là móng sâu, cụ thể là móng cọc khoan nhồi BTCT

Cọc khoan nhồi BTCT có nhiều ưu điểm nổi bật như khả năng đạt chiều sâu hàng trăm mét, không bị hạn chế chiều sâu như cọc ép, cho phép khai thác tối đa đường kính và chiều dài cọc Cọc này có khả năng tiếp nhận tải trọng lớn và xuyên qua các lớp đất cứng, đồng thời đường kính lớn giúp tăng cường độ cứng ngang cho công trình Hơn nữa, cọc khoan nhồi giảm thiểu tiếng ồn và chấn động, bảo vệ các công trình xung quanh, chịu được tải trọng lớn mà ít gây rung động nền đất, đồng thời góp phần ổn định cho các công trình cao.

5 thì hoàn toàn đảm bảo về sức chịu tải cũng như độ lún của cọc

Mũi cọc sẽ được cắm vào lớp đất số 5, nơi có địa chất tốt nhất trong số 5 lớp đất đã khảo sát Việc tăng chiều sâu hạ cọc sẽ làm giảm tổng khối lượng của cọc và đài cọc, từ đó giảm giá thành của móng, mang lại lợi thế hơn so với việc sử dụng nhiều đoạn cọc ngắn Chiều sâu hạ cọc hợp lý nhất sẽ được xác định dựa trên điều kiện cân bằng sức chịu tải của cọc, tính theo cường độ vật liệu và cường độ đất nền.

TẢI TRỌNG TÁC DỤNG

 Móng công trình được tính toán theo giá trị nội lực nguy hiểm nhất được truyền xuống chân cột, vách của tất cả các tổ hợp

SƠ BỘ KÍCH THƯỚC TIẾT DIỆN CỌC VÀ ĐÀI CỌC

 Thiết kế mặt đài trùng mép trên kết cấu sàn tầng hầm, ở độ sâu -3 m

 Chọn chiều cao đài móng hđ = 2.5 m

 Chiều sâu đáy đài so với mặt đất tự nhiên là Df = -5.5 m

 Đối với móng lõi thang, ta hạ cao trình đài cọc thêm 1.5 m so với các đài cọc còn lại

Chiều sâu đáy đài nhỏ nhất được thiết kế nhằm đảm bảo cân bằng áp lực ngang, với giả thiết rằng tải trọng ngang bị triệt tiêu bởi áp lực bị động từ mặt bên đài Đồng thời, kích thước cọc cũng cần được xem xét để đảm bảo tính ổn định và hiệu quả trong thiết kế.

 Chọn đường kính cọc khoan nhồi là D1000 cho móng dưới vách, và D1200 cho móng lõi thang

 Mũi cọc cắm sâu vào lớp cát thô (lớp 5) một đoạn 10.1 m đối với cọc D1000 và 30.1 m đối với cọc D1200

 Chiều sâu mũi cọc D1000 là: 5.4 + 3.9 + 28.1 + 7.5 + 10.1 = 55 (m)

 Chiều sâu mũi cọc D1200 là: 5.4 + 3.9 + 28.1 + 7.5 + 30.1 = 75 (m)

 Chiều dài tính toán cọc từ đáy đài đến mũi cọc đối với móng vách: Lv tt = 55 – 5.5 = 49.5 (m)

 Chiều dài tính toán cọc từ đáy đài đến mũi cọc đối với móng lõi thang: Lv tt = 75 – 7 = 68 (m)

 Cốt thộp chịu lực giả thiết gồm 20ỉ25 cho cọc D1000 cú As = 98.13 (cm 2 ) và 24ỉ32 cho cọc D1200 có As = 192.92 (cm 2 )

SỨC CHỊU TẢI CỦA CỌC KHOAN NHỒI

7.5.1 SỨC CHỊU TẢI THEO VẬT LIỆU LÀM CỌC

 Sức chịu tải của cọc theo vật liệu làm cọc được xác định theo công thức:

 Đối với móng dưới vách, ta có các giá trị sau:

Thông số Giá trị Đơn vị Ý nghĩa

cb 0.85 Hệ số điều kiện làm việc

cb' 0.7 Hệ số điều kiện thi công

A 0.785 m 2 Diện tích của tiết diện cọc

As 98.13 cm 2 Diện tích cốt thép

Rb 17 MPa Cường độ chịu nén tính toán của bê tông

Rs 365 MPa Cường độ tính toán của cốt thép

Bảng 7.2 Thông số đầu vào cọc D1000

 Đối với móng lõi thang, ta có các giá trị sau:

cb 0.85 Hệ số điều kiện làm việc

cb' 0.7 Hệ số điều kiện thi công

A 1.1304 m 2 Diện tích của tiết diện cọc

As 192.92 cm 2 Diện tích cốt thép

Rb 17 MPa Cường độ chịu nén tính toán của bê tông

Rs 365 MPa Cường độ tính toán của cốt thép

 Sức chịu tải theo vật liệu của cọc D1000 và D1200:

Loại cọc Sức chịu tải vật liệu

Bảng 7.4 Sức chịu tải vật liệu

7.5.2 SỨC CHỊU TẢI THEO SPT

 Công thức xác định sức chịu tải theo chỉ số SPT theo TCVN 10304 - 2012 cu b b ci ci si si

Ab 0.785 m 2 Diện tích tiết diện cọc u 3.14 m Chu vi tiết diện cọc

Np 40 Chỉ số SPT trung bình 1d dưới và 4d trên mũi cọc qb 6000 kN/m 2 Cường độ sức kháng mũi cọc, đất rời, cọc khoan nhồi: qb = 150Np fsilsi 1066.67 kN/m 2 Cường độ sức kháng trung bình trên đoạn cọc trong đất rời thứ i

P 0.8 Hệ số theo TCVN 10304 Bảng G.2 fL 1 Hệ số theo TCVN 10304 Bảng G.3 fcilci 4610 kN/m 2 Cường độ sức kháng trung bình trên đoạn cọc trong đất dính thứ i

Bảng 7.5 Thông số tính toán cọc D1000

Ab 1.1304 m 2 Diện tích tiết diện cọc u 3.768 m Chu vi tiết diện cọc

Np 40 Chỉ số SPT trung bình 1d dưới và 4d trên mũi cọc qb 6000 kN/m 2 Cường độ sức kháng mũi cọc, đất rời, cọc khoan nhồi: qb = 150Np fsilsi 1066.67 kN/m 2 Cường độ sức kháng trung bình trên đoạn cọc trong đất rời thứ i

P 0.8 Hệ số theo TCVN 10304 Bảng G.2 fL 1 Hệ số theo TCVN 10304 Bảng G.3 fcilci 4610 kN/m 2 Cường độ sức kháng trung bình trên đoạn cọc trong đất dính thứ i

Bảng 7.6 Thông số tính toán cọc D1200

 Kết quả tính toán cường độ sức kháng trung bình trên từng đoạn cọc trong lớp đất dính

Lớp đất Loại đất Độ sâu Độ sâu tb l i N ci

C u,i f ci f ci l ci m m m kN/m 2 kN/m

2 Đất sét lẫn sỏi sạn, trạng thái dẻo mềm

3 Đất sét, trạng thái dẻo mềm

Sét pha màu nâu đỏ, trạng thái dẻo

Sét pha, trạng thái dẻo mềm

Bảng 3.7 Sức kháng trung bình từng đoạn cọc trong lớp đất dính

 Kết quả tính toán cường độ sức kháng trung bình trên từng đoạn cọc trong lớp đất rời

Lớp đất Loại đất Độ sâu Độ sâu tb l i N si f si f si l si m m m kN/m 2 kN/m

Cát hạt thô, trạng thái chặt vừa

Tổng cộng đến vị trí z = 55 m 3946.65

Bảng 7.8 Sức kháng trung bình từng đoạn cọc trong lớp đất rời

 Sức chịu tải của cọc theo SPT

Loại cọc Sức chịu tải theo SPT

Bảng 7.9 Sức chịu tải theo SPT

7.5.3 SỨC CHỊU TẢI THEO CHỈ TIÊU CƠ LÝ ĐẤT NỀN

 Công thức xác định sức chịu tải theo chỉ tiêu cơ lý của đất nền theo TCVN 10304 -2012

 Kết quả tính toán lực ma sát tác dụng lên thân cọc trong lớp đất dính:

Loại đất Độ sâu Độ sâu tb L i γ cf I L f i γ cf * f i * L i m m m kN/m 2 kN/m

Tổng tại vị trí: - 47m : Σ(γcf * fi* Li) = 1960.7

Bảng 7.12 Sức khánh thành trong lớp đất dính

 Kết quả tính toán lực ma sát tác dụng lên thân cọc trong lớp đất rời:

Loại đất Độ sâu Độ sâu tb L i γ cf f i γ cf * f i * L i m m m kN/m 2 kN/m

Cọc D1000 tính đến vị trí này z = 55 (m) 2377.024

Tổng tại vị trí: - 75m : Σ(γcf * fi* Li) = 3324.864

Bảng 7.13 Sức khánh thành trong lớp đất rời

 Sức chịu tải của cọc theo chỉ tiêu cơ lý đất nền

Loại cọc Sức chịu tải theo cơ lý đất nền

Bảng 4.14 Sức chịu tải cọc theo chỉ tiêu cơ lý đất nền

7.5.4 SỨC CHỊU TẢI THEO CƯỜNG ĐỘ ĐẤT NỀN

 Theo TCVN 10304 – 2012, sức chịu tải theo cường độ đất nền được xác định theo công thức: cu b b ci ci si si

Thông số Giá trị Đơn vị Ghi chú

Loại cọc Cọc khoan nhồi đường kính lớn

Ap 0.785 m 2 Diện tích tiết diện ngang của cọc u 3.14 m Chu vi cọc c 8.97 kN/m 2 Lực dính của đất dưới mũi cọc q'γ,p 584.21 kN/m 2 Ứng suất hữu hiệu lớp phủ tại mũi cọc φ 30.33 Độ Góc ma sát trong của đất dưới mũi cọc

N'c 6 N'c = 6: Cọc khoan nhồi đường kính lớn

Theo TCVN 10304:2014, đất chặt có cường độ sức kháng qp đạt 12322.23 kN/m² Cường độ sức kháng của đất dưới mũi cọc được tính bằng công thức qp = cN'c + q'γ,p N'q, với giá trị Σ fci.li là 522.38 kN/m Ngoài ra, ma sát của lớp đất dính xung quanh cọc đạt 240.92 kN/m, cùng với ma sát của lớp đất rời xung quanh cọc.

Thông số Giá trị Đơn vị Ghi chú

Loại cọc Cọc khoan nhồi đường kính lớn

Ap 1.13 m 2 Diện tích tiết diện ngang của cọc u 3.7680 m Chu vi cọc c 8.97 kN/m 2 Lực dính của đất dưới mũi cọc q'γ,p 797.01 kN/m 2 Ứng suất hữu hiệu lớp phủ tại mũi cọc φ 30.33 Độ Góc ma sát trong của đất dưới mũi cọc

N'c 6 N'c = 6: Cọc khoan nhồi đường kính lớn

Theo TCVN 10304:2014, cường độ sức kháng của đất dưới mũi cọc được tính bằng công thức qp = cN'c + q'γ,p N'q Đối với đất chặt, giá trị qp đạt 6429.932 kN/m² Ma sát của lớp đất dính xung quanh cọc là Σ fsi.li với giá trị 2139.72 kN/m, trong khi ma sát của lớp đất rời xung quanh cọc là Σ fci.li đạt 522.38 kN/m.

 Sức kháng thành của cọc trong lớp đất dính

Lớp đất Tên lớp Độ sâu Dày lớp l i SPT C u,i α f ci f ci l i m m kN/m 2 kN/m

Bảng 7.17 Sức kháng thành trong lớp đất dính

 Sức kháng thành của cọc trong lớp đất rời

Lớp đất Tên lớp Độ sâu Dày lớp l i φ i γ dn σ v,zi k i f si f si l i

Ghi chú m m kN/m 3 kN/m 2 kN/m 2 kN/m

Bảng 7.18 Sức kháng thành trong lớp đất rời

 Ứng suất hữu hiệu tại mũi cọc được xác định như sau

Dung trọng đẩy nổi γ dn * h i h γ dn m kN/m 3 kN/m 2

2 Đất sét lẫn sỏi sạn, trạng thái dẻo mềm 5.4 10.95 59.13

3 Đất sét, trạng thái dẻo mềm 3.9 10.6 41.34

4 Sét pha màu nâu đỏ, trạng thái dẻo 28.1 10.5 295.05

5 Sét pha, trạng thái dẻo mềm 7.5 10.83 81.23

6 Cát hạt thô, trạng thái chặt vừa 10.1 10.64 107.46

Bảng 7.19 Sức kháng thành trong lớp đất dính

 Vậy sức chịu tải của cọc theo cường độ đất nền là: cu3 (D1000) cu3 (D1000) cu3 (D1200) cu3 (D1200)

 Sức chịu tải của cọc theo cường độ đất nền:

Loại cọc Sức chịu tải theo cường độ đất nền

Bảng 7.20 Sức chịu tải của cọc theo cường độ đất nền

7.5.5 SỨC CHỊU TẢI THIẾT KẾ

 Sức chịu tải cực hạn của cọc:

Rc,k = min (Rcu1; Rcu2; Rcu3)  Rvl

Loại cọc SPT Cơ lí đất nền Cường độ đất nền Min Vật liệu R c,k < R vl kN kN kN kN kN

Bảng 7.21 Tổng hợp sức chịu tải của cọc

 Sức chịu tải thiết kế: n c,k tk

Sức chịu tải thiết kế P tk

Bảng 7.22 Sức chịu tải thiết kế của cọc

Thông số Giá trị Ý nghĩa γn 1.15 Hệ số tin cậy phụ thuộc vào tầm quan trọng của công trình

0 1.15 Hệ số điều kiện làm việc, kể đến yếu tố tăng mức độ đồng chất của nền đất khi sử dụng cọc

k 1.75 Hệ số tin cậy cho đài từ 1 đến 5 cọc

k 1.55 Hệ số tin cậy cho đài từ 11 đến 20 cọc

Bảng 5.23 Ý nghĩa các thông số

THIẾT KẾ MÓNG F1

(kN) (kN) (kN) (kNm) (kNm) COMB1 7.48 13.19 16488.04 7.539 -44.717 COMB2 16.65 5.52 13453.46 -3.529 -20.477 COMB3 8.27 16.9 13185.88 16.337 -57.377 COMB4 217.51 10.57 12065.63 6.006 1551.253 COMB5 -192.59 11.85 14573.7 6.803 -1629.107 COMB6 11.75 7.87 16291.61 -1.514 -27.533 COMB7 4.2 18.12 16050.8 16.365 -60.743 COMB8 192.52 12.42 15042.57 7.067 1387.025 COMB9 176.57 13.57 17299.84 7.784 1475.3 COMB10 MAX 113.45 21.53 13755.5 23.279 613.507 COMB10 MIN -91.52 2.09 14784.86 -9.789 -694.835 COMB11 MAX 221.54 15.39 13123.05 12.336 1458.412 COMB11 MIN -199.61 8.22 15417.31 1.153 -1539.739

Bảng 7.24 Tổ hợp nội lực tính toán móng F1

7.6.2 XÁC ĐỊNH SƠ BỘ SỐ LƯỢNG CỌC

 Lực dọc lớn nhất truyền xuống móng Nmax = 17299.84 (kN)

 Số lượng cọc sơ bộ: tt coc tk

 Sơ đồ bố trí cọc như sau:

Hình 7.3 Sơ đồ bố trí cọc móng vách F1

7.6.3 KIỂM TRA KHẢ NĂNG CHỊU NÉN VÀ NHỔ CỦA CỌC

 Tính toán cho trường hợp N max = 17299.84 (kN)

 Trọng lượng đài móng: d d bt d d d bt

 Lực dọc bao gồm trọng lượng đài móng: tt

 Moment quy về đáy đài theo phương X tt

 Moment quy về đáy đài theo phương Y tt

 Khoảng cách lớn nhất từ tâm cọc đến tâm đài móng theo phương X và phương Y xmax = 1.5 (m); ymax = 1.5 (m)

 Tổng bình phương tọa độ tâm cọc theo 2 phương no xi yi m m

Bảng 7.25 Tọa độ tâm cọc 2 phương

 Tải trọng tác dụng lên cọc: tt tt tt tt X max Y max max 2 2 i i

  tt tt tt tt X max Y max min 2 2 i i

 Bảng tổng hợp tính toán tải trọng tác dụng lên cọc ứng với các tổ hợp tải trọng

Bảng 7.26 Tải trọng tác dụng lên cọc với từng trường hợp tải

7.6.4 KIỂM TRA SỰ LÀM VIỆC CỦA NHÓM CỌC

 Số hàng cọc trong 1 nhóm: n1 = 2 (hàng)

 Số cọc trong 1 hàng: n2 = 2 (cọc)

 Khoảng cách giữa 2 tim cọc: s = 3 (m)

 Hệ số kể đến hiệu ứng nhóm của Labarre được tính theo công thức sau:

 Sức chịu tải cho phép của nhóm cọc: a,n hom coc tk

 Bảng tính kiểm tra sự làm việc của nhóm cọc ứng với các tổ hợp tải

Bảng 7.27 Bảng tính kiểm tra sự làm việc của nhóm cọc

7.6.5 KIỂM TRA ỔN ĐỊNH ĐẤT NỀN

 Góc ma sát trong trung bình của các lớp đất mà cọc đi qua: i i tb i h 10.45 5.4 25.48 3.9 29.4 28.1 30.19 7.5 30.33 23

 Chiều dài đoạn mở rộng: tb coc

 Chiều dài, chiều rộng và chiều cao của đáy khối móng quy ước:

 Kiểm tra áp lực đáy khối móng quy ước cho trường hợp N max = 17299.84 kN

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

 Trọng lượng khối móng quy ước qu d c dat dai coc tb coc qu qu coc qu

 Độ lệch tâm theo phương X: tc x x tc

 Độ lệch tâm theo phương Y: tc y y tc

 Moment kháng uốn dưới đáy khối móng quy ước

 Áp lực tiêu chuẩn dưới đáy khối móng quy ước tc tc tc tc x y 2 max qu x y tc tc tc tc x y 2 min qu x y tc tc tc m ax min tb

 Sức chịu tải của nền dưới mũi cọc

  tc 1 2 * qu II qu II tc

Các chỉ tiêu cơ lý đất nền được xác định qua thí nghiệm trực tiếp, trong đó lớp đất dưới mũi có độ sệt nhỏ hơn 0.5 Theo bảng 15 TCVN 9362-2012, góc ma sát trong của lớp đất dưới mũi cọc được xác định là 30.33 độ.

A 1.18 Hệ số dựa vào φ tra bảng 14 TCVN 9362-2012

B 5.72 Hệ số dựa vào φ tra bảng 14 TCVN 9362-2012

Hệ số dựa vào φ được tra cứu từ bảng 14 TCVN 9362-2012 là D 8.05, với dung trọng của lớp đất dưới mũi cọc là γII 10.49 kN/m3 Dung trọng trung bình của các lớp đất mà cọc đi qua được xác định là γ*II = γtb 10.62 kN/m3 Lực dính của lớp đất dưới mũi cọc được ghi nhận là c 8.97 kN/m2.

Bảng 7.28 Ý nghĩa các đại lượng trong công thức

 Bảng tổng hợp kiểm tra sức chịu tải của cọc ứng với các tổ hợp tải

Bảng 7.29 Bảng tổng hợp kiểm tra sức chịu tải của cọc ứng với các tổ hợp tải

7.6.6 KIỂM TRA LÚN CHO KHỐI MÓNG QUY ƯỚC

 Áp lực bản thân đất nền tại đáy khối móng quy ước:

Dung trọng đẩy nổi γ dn * h i h γ dn m kN/m 3 kN/m 2

2 Đất sét lẫn sỏi sạn, trạng thái dẻo mềm 5.4 10.95 59.13

3 Đất sét, trạng thái dẻo mềm 3.9 10.6 41.34

4 Sét pha màu nâu đỏ, trạng thái dẻo 28.1 10.5 295.05

5 Sét pha, trạng thái dẻo mềm 7.5 10.83 81.23

6 Cát hạt thô, trạng thái chặt vừa 10.1 10.64 107.464

Bảng 7.30 Áp lực bản thân đất nền tại đáy khối móng quy ước

 Ứng suất gây lún ở đáy khối móng quy ước: gl bt 2 o tb o 620.23 584.21 36.02(kN / m )

 Ta tính lún theo phương pháp cộng lún các lớp phân tố theo TCVN 9362 – 2012 theo công thức: n n

Theo TCVN 9362-2012, lớp đất có mô đun đàn hồi E lớn hơn 5 Mpa sẽ dừng tính lún tại vị trí mà áp lực đất \(\sigma_{gl}\) nhỏ hơn hoặc bằng 0.2 lần áp lực bề mặt \(\sigma_{bt}\), và độ lún cho phép tối đa là 8cm.

 Do đó, độ sâu dừng lún là: σ < 0.2σ gl bt

 Kết quả thí nghiệm nén lún lớp đất số 6

Bảng 7.31 Kết quả thí nghiệm nén lún lớp đất số 6 e 200 400 800 1000

Hình 7.4 Biểu đồ quan hệ e-p

 Bảng kết quả tính lún móng F1

(m) z/b k o σ gl kN/m 2 σ bt kN/m 2 P 1i P 2i e 1i e 2i S i cm

Bảng 6.32 Bảng kết quả tính lún móng F1

Biểu đồ quan hệ e-p lớp 6

 Tại độ sâu 1m tính từ đáy móng có σgl = 30.62 (kN/m 2 ) < 0.2 σbt = 116.842 (kN/m 2 ) (Thõa)

Dừng tính lún ở độ sâu 1m tính từ đáy móng

Tổng độ lún S = 0.01 (cm) 5 Mpa sẽ dừng tính lún tại vị trí phân tố của lớp đất khi có áp lực hiệu quả  gl ≤ 0.2 bt Độ lún cho phép trong trường hợp này là 8cm.

Hình 7.9 Biểu đồ quan hệ e-p

 Bảng kết quả tính lún móng F2

Bảng 7.45 Bảng kết quả tính lún móng F2

 Tại độ sâu 3m tính từ đáy móng có σgl = 34 (kN/m 2 ) < 0.2 σbt = 127 (kN/m 2 ) (Thõa)

Tổng độ lún S = 0.05 (cm) 5 Mpa yêu cầu dừng tính lún tại vị trí phân tố của lớp đất khi có  gl ≤ 0.2 bt, với độ lún cho phép tối đa là 8cm.

Bảng 7.56 Biểu đồ quan hệ e-p

 Bảng kết quả tính lún móng lõi thang PF

Bảng 7.57 Bảng kết quả tính lún móng lõi thang PF

Biểu đồ quan hệ e-p lớp 6

 Tại độ sâu 6m tính từ đáy móng có σgl = 89 (kN/m 2 ) < 0.2 σbt = 181.8 (kN/m 2 ) (Thõa)

Tổng độ lún S = 0.69 (cm)

Tiêu đề	Dự án chung cư cao cấp citivill
Tác giả	Đoàn Quang Vĩnh Duy
Người hướng dẫn	TS. Trần Văn Tiếng
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	Thành phố Hồ Chí Minh

Định dạng
Số trang	149
Dung lượng	7,11 MB