TỔNG QUAN VỀ KIẾN TRÚC CÔNG TRÌNH
NHU CẦU XÂY DỰNG CÔNG TRÌNH
Hình 1 1: Mặt bằng tầng điển hình
Ngày nay, trong bối cảnh hội nhập và phát triển kinh tế, nhu cầu an cư của người dân ngày càng gia tăng, đặc biệt là tìm kiếm môi trường sống trong lành và tiện ích đa dạng Điều này đã dẫn đến sự ra đời của nhiều căn hộ cao cấp, đáp ứng nhu cầu sinh hoạt của người dân Chung cư An Bình là một trong những dự án nổi bật trong xu hướng này.
Với nhu cầu nhà ở ngày càng tăng và quỹ đất tại thành phố hạn chế, các dự án chung cư cao tầng ở vùng ven trở thành lựa chọn hợp lý và được khuyến khích đầu tư Những dự án này không chỉ đáp ứng nhu cầu về chỗ ở mà còn góp phần cải thiện bộ mặt đô thị, nếu được tổ chức một cách hợp lý và hài hòa với môi trường xung quanh.
Việc đầu tư xây dựng chung cư An Bình phù hợp với chính sách khuyến khích đầu tư, đáp ứng nhu cầu nhà ở cấp bách của người dân và thúc đẩy phát triển kinh tế, đồng thời hoàn thiện hệ thống hạ tầng đô thị.
ĐỊA ĐIỂM XÂY DỰNG CÔNG TRÌNH
Địa chỉ : Bình Đường 2, An Bình, Thị xã Dĩ An, Bình Dương.
GIẢI PHÁP KIẾN TRÚC
1.3.1 Mặt Bằng Và Phân Khu Chức Năng
- Chung cư An Bình gồm 20 tầng bao gồm: 1 tầng hầm, 18 tầng nổi , 1 tầng mái
- Công trình có diện tích 46.5x42m Chiều dài công trình 46.5m , chiều rộng công trình 42m
- Diện tích sàn xây dựng : 1953 m 2
- Được thế kế gồm : 1 khối với 544 căn hộ
- Bao gồm 6 thang máy, 2 thang bộ
- Tầng trệt bố trí thương mại – dịch vụ
- Lối đi lại, hành lang trong chung cư thoáng mát và thoải mái
- Cốt cao độ ±0.00m được chọn cao độ mặt bằng sàn tầng trệt, cốt cao độ mặt trên đáy sàn tầng hầm là – 3.6m, cao độ đỉnh công trình 63.5m
- Công trình có dạng hình khối thằng đứng Chiều cao công trình 63.5m
- Mặt đứng công trình hài hòa với cảnh quan xung quanh
- Công trình sử dụng vật liệu chính là đá Granite, sơn nước, lam nhôm…
- Hệ thống theo phương ngang trong công trình là hệ thống hành lang
- Hệ thống giao thông theo phương đứng là thang bộ và thang máy Thang bộ gồm 2 thang bộ và thang máy gồm 6 thang máy đặt chính giữa công trình
- Hệ thống thang máy được thiết kê thoải mái, thuận lợi và phù hợp với nhu cầu sử dụng trong công trình.
GIẢI PHÁP KỸ THUẬT
Hệ thống điện của khu đô thị được kết nối với công trình thông qua phòng máy điện, từ đó điện được phân phối qua mạng lưới điện nội bộ Trong trường hợp mất điện, công trình có thể sử dụng ngay máy phát điện dự phòng đặt ở tầng hầm để đảm bảo hoạt động liên tục.
Nguồn nước được cung cấp từ hệ thống cấp nước khu vực và được dẫn vào bể chứa trên tầng mái Từ đây, nước sẽ được bơm đến từng phòng thông qua hệ thống bơm tự động và gen chính.
- Nước thải được đẩy vào hệ thống thoát nước chung của khu vực
Công trình được thiết kế với khả năng đón gió tự nhiên tối ưu, không bị hạn chế bởi các công trình xung quanh Bên cạnh đó, hệ thống gió nhân tạo từ máy điều hòa nhiệt độ cũng được sử dụng, giúp cải thiện hiệu quả thông gió cho không gian.
- Giải pháp chiếu sáng cho công trình được tính riêng cho từng khu chức năng dựa vào độ rọi cần thiết và các yêu cầu về màu sắc
Hầu hết các khu vực hiện nay sử dụng đèn huỳnh quang ánh sáng trắng và đèn compact tiết kiệm điện, trong khi việc sử dụng đèn dây tóc nung nóng được hạn chế tối đa Đối với khu vực bên ngoài, nên sử dụng đèn cao áp halogen hoặc sodium có tính năng chống thấm nước.
- Công trình bê tông cốt thép bố trí tường ngăn bằng gạch rỗng vừa cách âm vừa cách nhiệt
- Dọc hành lang bố trí các hộp chống cháy bằng bình khí CO2
- Các tầng có 2 cầu thang bộ để đảm bảo thoát người khi có sự cố về cháy nổ
- Công trình được sử dụng kim chống sét ở tầng mái và hệ thống dẫn sét truyền xuống đất
Mỗi tầng của tòa nhà đều được trang bị phòng thu gom rác, nơi rác từ các phòng được tập trung lại Rác sau đó sẽ được chuyển xuống khu vực chứa rác ở tầng hầm, từ đó có bộ phận chuyên trách vận chuyển rác ra khỏi công trình.
CÁC NGUYÊN TẮC TÍNH TOÁN CHUNG
NGUYÊN TẮC TÍNH TOÁN KẾT CẤU BÊ TÔNG CỐT THÉP
Dạng kết cấu dầm, cột, khung, dàn , vòm
Chiều dài nhịp, chiều cao tầng
Sơ bộ chọn kích thước tiết diện cấu kiện
2.1.2 Xác định tải trọng tác dụng
Căn cứ vào tiêu chuẩn hướng dẫn về tải trọng tác động xác định tải tác dụng vào cấu kiện
Xác định tất cả các tải trọng và tác động lên kết cấu
2.1.3 Xác định nội lực Đặt tất cả các trường hợp tải tác dụng có thể xảy ra tác dụng vào cấu kiện
Xác định nội lực do từng trường hợp tải gây ra
Để xác định giá trị nội lực nguy hiểm nhất, cần thiết lập các sơ đồ đặt tải và phân tích nội lực do những sơ đồ này tạo ra.
Tại mỗi tiết diện tính tìm ra giá trị nội lực bất lợi nhất do tĩnh tải và một hay vài hoạt tải : T T 0Ti
Trong đó : T : giá trị nội lực của tổ hợp
T0 : giá trị nội lực từ sơ đồ đặt tĩnh tải
Ti : giá trị nội lực từ sơ đồ đặt hoạt tải thứ I
: một trường hợp hay các trường hợp hoạt tải nguy hiểm ( tùy loại tổ hợp tải trọng thiết lập )
2.1.5 Tính toán bê tông cốt thép theo TTGH I và TTGH II
Tính toán theo trạng thái giới hạn I (TTGH I) là bước quan trọng trong việc xác định khả năng chịu lực của các tiết diện cấu kiện Sau khi xác định các nội lực tính toán M, N, Q tại các tiết diện, cần tiến hành đánh giá khả năng chịu lực để đảm bảo tính an toàn và hiệu quả của công trình.
17 thẳng góc với trục cũng như các tiết diện nghiêng Việc tính toán theo một trong hai dạng sau :
Kiểm tra khả năng chịu lực : Tiết diện cấu kiện, diện tích cốt thép cần thiết sao cho tiết diện đủ khả năng chiu lực
Tính cốt thép : xác định tiết diện cấu kiện, diện tích cốt thép cần thiết sao cho cấu kiện đảm bảo khả năng chịu lực
Tính toán kiểm tra trạng thái giới hạn thứ II (TTGH II) : kiểm tra độ võng và vết nứt.
NGUYÊN TẮC TÍNH TOÁN TẢI TRỌNG TÁC DỤNG
+ Trọng lượng bản thân : chọn sơ bộ tiết diện của cấu kiện từ đó tính ra trọng lượng bản thân
+ Trọng lượng lớp hoàn thiện : căn cứ vào yêu cầu cấu tạo tính ra trọng lượng lớp hoàn thiện
+ Đối với dầm còn tính đến trọng lượng tường xây trên dầm (nếu có)
+ Căn cứ vào yêu cầu của từng loại cấu kiện, yêu cầu sử dụng mà tiêu chuẩn qui định từng giá trị cụ thể
Tải sàn truyền vào khung dưới dạng tải hình thang và hình tam giác
Tải do dầm phụ truyền vào dầm chính của khung dưới dạng tải tập trung (phản lực tập trung và moment tập trung)
Tải từ dầm chính truyền vào vào cột Sau cùng tải trọng từ cột truyền xuống móng.
CƠ SỞ TÍNH TOÁN
Công việc thiết kết được tuân thủ theo các qui định, các quy phạm, các tiêu chuẩn do nhà nước Việt Nam quy định đối với ngành xây dựng
TCVN 2737 – 1995 : Tiêu chuẩn thiết kế tải trọng và tác động
TCVN 229 – 1999 : Chỉ dẫn tính toán thành phần động của tải trọng gió
TCVN 5574 – 2012 : Tiêu chuẩn thiết kế kết cấu bê tông và bê tông cốt thép TCVN 198 – 1997 : Nhà cao tầng – Thiết kế bê tông cốt thép toàn khối
TCVN 195 – 1997 : Nhà cao tầng – Thiết kế cọc khoan nhồi
TCVN 10304 – 2014: Móng cọc – Tiêu chuẩn thiết kế
TCVN 9395 – 2012 : Cọc khoan nhồi – Thi công và nghiệm thu
TCVN 9386 -2012 : Thiết kế công trình chịu động đất
Để hỗ trợ quá trình tính toán hiệu quả và phong phú về nội dung, đặc biệt đối với các cấu kiện chưa được quy định trong tiêu chuẩn Việt Nam như thiết kế vách cứng và lõi cứng, việc tham khảo các tiêu chuẩn quốc tế như UBC 97, ACI 99 và ACI 318 – 2002 là cần thiết.
Ngoài các tiêu chuẩn quy phạm, bài viết còn tham khảo nhiều sách và tài liệu chuyên ngành từ nhiều tác giả khác nhau, được trình bày chi tiết trong phần tài liệu tham khảo.
SỬ DỤNG VẬT LIỆU
Bê tông cấp độ bền B25 với các tiêu chí sau :
Cường độ chịu nén tính toán Rb = 14.5 Mpa
Cường độ chịu kéo tính toán Rbt = 1.05 Mpa
Modun đàn hồi Eb = 30000 Mpa
Cốt thép loại AIII với các chỉ tiêu
Cường độ chịu nén tính toán Rsc = 365 Mpa
Cường độ chịu kéo tính toán Rs = 365 Mpa
Cường độ chịu kéo tính cốt thép ngang Rsw = 290 Mpa
Modun đàn hồi Es = 200000 Mpa
Cốt thép loại AII với các chỉ tiêu :
Cường độ chịu nén tính toán Rsc = 280 Mpa
Cường độ chịu kéo tính toán Rs = 280 Mpa
Cường độ chịu kéo tính cốt thép ngang Rsw = 225 Mpa
Modun đàn hồi Es = 210000 Mpa
Cốt thép loại AI với các chỉ tiêu
Cường độ chịu nén tính toán Rsc = 225 Mpa
Cường độ chịu kéo tính toán Rs = 225 Mpa
Cường độ chịu kéo tính cốt thép ngang Rsw = 175 Mpa
Modun đàn hồi Es = 210000 Mpa
PHẦN MỀM ỨNG DỤNG TRONG PHÂN TÍCH TÍNH TOÁN
Mô hình hệ kết cấu công trình : ETABS, SAFE
Tính toán cốt thép và móng cho công trình : Sử dụng phần mềm EXCEL kết hợp với lập trình VBA
TÍNH TOÁN SÀN TẦNG ĐIỂN HÌNH
SƠ BỘ KÍCH THƯỚC CẤU KIỆN
3.1.1 Sơ bộ kích thước sàn
Chọn chiều dày sàn phụ thuộc vào nhịp và tải trọng tác dụng
Chiều dày bản sàn xác định sơ bộ theo công thức : h s DL 1
m m = 40 ÷ 50 đối với bản kê bốn cạnh
L1 : nhịp tính toán theo phương cạnh ngắn
Xét ô bản sàn có kích thước lớn nhất : 9.5m x 9m, tỉ lệ 2
L 9 1.05 nên sàn làm việc 2 theo 2 phương, chọn m= 40 , suy ra h b 1 9000 180 mm
Chọn chiều dày sàn : h b 180 mm
3.1.2 Sơ bộ tiết diện dầm
STT Tên dầm Nhịp h=(1/12)l h chọn b=(0.25 -0.5)h b chọn Tiết diện
Bảng 3 1: Sơ bộ tiết diện dầm
3.1.3 Sơ bộ tiết diện vách
Kích thước vách BTCT được chọn và bố trí chịu tải trọng công trình và đặc biệt chịu tải trọng ngang do gió, động đất
Chọn chiều dày vách tw = 30 cm cho cách vách của công trình.
TẢI TRỌNG TÁC DỤNG LÊN SÀN
STT Các lớp cấu tạo
Tải trọng tiêu chuẩn (kN/m 2 )
Tải trọng tính toán (kN/m 2 )
Bảng 3 2: Tải trọng sàn thường Tải trọng tác dụng vào sàn nhà vệ sinh
STT Các lớp cấu tạo
Tải trọng tiêu chuẩn (kN/m 2 )
Tải trọng tính toán (kN/m 2 )
Bảng 3 3: Tải trọng sàn nhà vệ sinh Tĩnh tải của tường
STT Các lớp cấu tạo
Tải trọng tiêu chuẩn (kN/m 2 )
Tải trọng tính toán (kN/m 2 )
Hoạt tải sử dụng được xác định tùy theo công năng sử dụng của từng ô sàn, lấy theo TCVN 2737 – 1995 Kết quả được thể hiện ở bản sau :
STT Công năng Hệ số vượt tải
Hoạt tải tiêu chuẩn (kN/m 2 )
Hoạt tải tính toán (kN/m 2 )
1 Sảnh, hành lang, cầu thang 1.2 3 3.6
3 Mái bằng không sử dụng 1.3 0.75 0.975
4 Phòng ăn, phòng bếp,phòng khách 1.3 1.5 1.95
5 Phòng ngủ, nhà vệ sinh 1.3 1.5 1.95
Bảng 3 5: Hoạt tải phân bố lên sàn
TÍNH TOÁN BỐ TRÍ CỐT THÉP TẦNG ĐIỂN HÌNH
Để phản ánh ứng xử của sàn ta sử dụng phần mềm SAFE để tính toán
Chia sàn thành nhiều dải theo phương X và phương Y, phân tích lấy nội lực sàn theo dải Các bước tính toán sàn trong SAFE
3.3.1 Mô hình bằng phần mềm SAFE
Hình 3 2: Mô hình sàn trong SAFE
23 Hình 3 3: Tĩnh tải tác dụng lên các ô sàn
Hình 3 4: Hoạt tải tác dụng lên các ô sàn
24 Hình 3 5: Tải tường tác dụng lên ô sàn
Hình 3 6: Chia dải sàn theo phương X
Hình 3 7: Chia dải sàn theo phương Y Phân tích mô hình ta được kết quả nội lực
Hình 3 8: Moment strip theo phương X
26 Hình 3 9 Moment strip theo phương Y
Hình 3 10 Độ võng sàn xuất từ SAFE
Kiểm tra độ võng sàn
Khi nhịp sàn nằm trong khoản 5m L 10m thì [f] = 25 mm
(Theo tiêu chuẩn 5574 – 2012 – kết cấu bê tông và bê tông cốt thép) fmax = 11.04 mm < [f] %mm Thỏa mãn độ võng
Tính toán và bố trí cốt thép
Thép sàn dùng thép AII
Áp dụng công thức tính toán m 2 b 0
Hàm lượng cốt thép : cốt thép tính toán ra được và hàm lượng bố trí thì phải thỏa điều kiện sau : min max
min : tỷ lệ cốt thép tối thiểu, thường lấy min 0.05%
max : tỷ lệ cốt thép tối đa, max R b s
M kN/m h0 cm am As mm 2 chọn As chọn mm 2 m %
SA1 23.77 2.25 10.56 16 0.028 0.029 239.2 10a140 565 0.35 SA1 55.48 2.25 24.66 16 0.066 0.069 570.0 10a140 565 0.35 SA1 65.22 2.25 28.99 16 0.078 0.081 674.4 10a110 754 0.47 SA2 59.9 4.5 13.31 16 0.036 0.037 302.6 10a140 565 0.35 SA2 145.49 4.5 32.33 16 0.087 0.091 756.1 10a110 754 0.47 SA2 163.14 4.5 36.25 16 0.098 0.103 853.1 10a100 870 0.54 SA3 67.3 4.5 14.96 16 0.040 0.041 340.8 10a140 565 0.35 SA3 130.41 4.5 28.98 16 0.078 0.081 674.3 10a110 754 0.47 SA3 119.07 4.5 26.46 16 0.071 0.074 613.3 10a110 754 0.47 SA4 25.74 4.5 5.72 16 0.015 0.016 128.6 10a140 565 0.35 SA4 167.69 4.5 37.26 16 0.100 0.106 878.3 10a100 870 0.54 SA4 219.4 4.5 48.76 16 0.131 0.141 1171 10a70 1131 0.71 SA5 6.71 3.75 1.79 16 0.005 0.005 40.0 10a140 565 0.35 SA5 83.78 3.75 22.34 16 0.060 0.062 514.6 10a140 565 0.35 SA5 102.94 3.75 27.45 16 0.074 0.077 637.2 10a110 754 0.47 SA6 52.71 3 17.57 16 0.047 0.049 401.9 10a140 565 0.35
Bảng 3 6: Bố trí thép sàn lớp trên phương X Trip
M kN/m h0 mm am As mm 2 chọn As chọn mm 2 m %
SA1 34.25 2.25 15.22 16 0.041 0.042 347.0 8a150 393 0.25 SA2 95.57 4.5 21.24 16 0.057 0.059 488.5 8a120 524 0.33 SA2 107.06 4.5 23.79 16 0.064 0.066 549.3 8a100 654 0.41 SA2 122.76 4.5 27.28 16 0.073 0.076 633.1 8a100 654 0.41 SA3 64.65 4.5 14.37 16 0.039 0.039 327.1 8a150 393 0.25 SA4 98.59 4.5 21.91 16 0.059 0.061 504.4 8a120 524 0.33 SA4 111.84 4.5 24.85 16 0.067 0.069 574.7 8a100 654 0.41 SA4 7.41 4.5 1.65 16 0.004 0.004 36.8 8a150 393 0.25 SA5 45.87 3.75 12.23 16 0.033 0.034 277.7 8a150 393 0.25 SA6 35.62 3 11.87 16 0.032 0.033 269.4 8a150 393 0.25
Bảng 3 7: Bố trí thép sàn lớp dưới phương X
Trong chuyến đi SA1, dải strip đi qua gối tại A, trong khi chuyến SA2 cho thấy dải strip đi qua nhịp AB Tiếp theo, chuyến SA3 ghi nhận dải strip đi qua gối tại B, và chuyến SA4 thể hiện dải strip đi qua nhịp BC Chuyến SA5 tiếp tục với dải strip đi qua gối tại C, còn chuyến SA6 cho thấy dải strip đi qua nhịp CD.
M kN/m h0 cm am As mm 2 chọn As chọn mm 2 m %
SB1 25.52 2.375 10.75 15 0.033 0.033 260.20 10a140 565 0.38 SB1 65.6 2.375 27.62 15 0.085 0.089 688.12 10a110 754 0.50 SB1 77.5 2.375 32.63 15 0.100 0.106 820.25 10a100 870 0.58 SB2 81.57 4.75 17.17 15 0.053 0.054 420.24 10a140 565 0.38 SB2 161.33 4.75 33.96 15 0.104 0.110 855.82 10a100 870 0.58 SB2 93.27 4.75 19.64 15 0.060 0.062 482.50 10a140 565 0.38 SB3 58.89 4.75 12.40 15 0.038 0.039 301.02 10a140 565 0.38 SB3 116.3 4.75 24.48 15 0.075 0.078 606.65 10a140 565 0.38 SB3 84.11 4.75 17.71 15 0.054 0.056 433.71 10a140 565 0.38 SB4 27.44 4.75 5.78 15 0.018 0.018 138.78 10a140 565 0.38 SB4 158.23 4.75 33.31 15 0.102 0.108 838.38 10a100 870 0.58 SB4 98.06 4.75 20.64 15 0.063 0.065 508.15 10a140 565 0.38 SB5 104.17 4.5 23.15 15 0.071 0.074 572.24 10a140 565 0.38 SB6 37.88 4.25 8.91 15 0.027 0.028 215.19 10a140 565 0.38 SB6 111.43 4.25 26.22 15 0.080 0.084 651.59 10a110 784 0.52 SB6 20.26 4.25 4.77 15 0.015 0.015 114.34 10a140 565 0.38
Bảng 3 8: Bố trí thép sàn lớp trên phương Y Trip
M kN/m h0 mm am x As mm 2 chọn As chọn mm 2 m %
SB1 37.93 2.375 15.97 15 0.049 0.050 390.04 8a150 393 0.26 SB2 93.67 4.75 19.72 15 0.060 0.062 484.64 8a120 524 0.35 SB2 123.99 4.75 26.10 15 0.080 0.083 648.58 8a100 654 0.44 SB2 43.17 4.75 9.09 15 0.028 0.028 219.49 8a150 393 0.26 SB3 54.66 4.75 11.51 15 0.035 0.036 279.00 8a150 393 0.26 SB4 105.31 4.75 22.17 15 0.068 0.070 547.14 8a100 654 0.44 SB4 87.79 4.75 18.48 15 0.057 0.058 453.28 8a120 524 0.35 SB4 50.06 4.75 10.54 15 0.032 0.033 255.12 8a150 393 0.26 SB5 61.50 4.5 13.67 15 0.042 0.043 332.51 8a150 393 0.26 SB6 127.90 4.25 30.09 15 0.092 0.097 753.03 8a100 785 0.52 SB6 6.61 4.25 1.56 15 0.005 0.005 37.12 8a150 393 0.26 SB6 49.92 4.25 11.75 15 0.036 0.037 284.89 8a150 393 0.26
Bảng 3 9: Bố trí thép sàn lớp dưới phương Y
Dải strip đi qua gối tại các vị trí Trip SB1, SB3 và SB5, đồng thời dải strip đi qua nhịp tại Trip SB2, SB4 và SB6, thể hiện sự phân bố và kết cấu quan trọng trong thiết kế.
TÍNH TOÁN CẦU THANG TẦNG ĐIỂN HÌNH
SƠ ĐỒ KẾT CẤU
4.1.1 Mặt bằng cầu thang tầng điển hình
Hình 4 1: Mặt bằng cầu thang
- Chiều cao tầng điển hình là 3.5m, sử dụng dạng cầu thang 2 vế
- Một vế thang gồm 10 bậc,mỗi bậc có kích thước b x h = 300 x 175mm được xây bằng gạch đinh
- Góc nghiêng của cầu thang b 0 b h 175 tan 0.58 30 b 300
- Chọn chiều dày của bản thang là hb = 18cm
Hình 4 2: Các lớp cấu tạo cầu thang và chiếu nghỉ
TẢI TRỌNG
4.2.1.1 Tĩnh tải tác dụng lên bản chiếu nghỉ
HSVT n g tc (kN/m 2 ) g tt (kN/m 2 )
Bảng 4 1: Cấu tạo bản chiếu nghỉ
4.2.1.2 Tĩnh tải tác dụng lên bản nghiêng
Chiều dày tương đương các lớp cấu tạo theo phương của bản nghiêng (td)
+ Lớp đá hoa cương : b b i td1 b
Tĩnh tải do các lớp cấu tạo theo phương nghiêng
HSVT n g tc (kN/m 2 ) g tt (kN/m 2 )
Bảng 4 2: Cấu tạo bản nghiêng
Trọng lượng của lan can : gtc = 0.3 kN/m, quy tải lan can trên đơn vị m 2 bản thang:
4.2.3 Tổng tải trọng tác dụng
- Đối với chiếu tới (chiếu nghĩ) q g p 6.3 3.6 9.9kN / m 2
NỘI LỰC - TÍNH CỐT THÉP
Khi tính toán, cắt ô bản(nghiêng hoặc bản chiếu tới) thành từng dải rộng 1m và xem dải đó như một dầm có b0 cm và cao h = 18cm
Chọn a = 2cm là khoảng cách từ mép sàn đến tâm cốt thép chịu lực
Hình 4 3: Sơ đồ tính 2 vế thang
Hình 4 4: Tải trọng tác dụng vào 2 vế thang
Hình 4 5: Biểu đồ Moment 2 vế thang
Hình 4 6: Phản lực gối vế thang
- Moment ở nhịp bản nghiêng và bản chiếu nghỉ : M n 79.59kN.m
- Monent ở nhịp bản chiếu tới : M g 23.51kN.m
- Sử dụng thép AIII có Rs = 365 Mpa
(mm 2 ) Thép chọn As chọn
Bảng 4 3: Tính thép bản nghiêng cầu thang
Hàm lượng thép : min max R b s
TÍNH TOÁN – THIẾT KẾ HỆ KHUNG
MỞ ĐẦU
Công trình chung tư AN BÌNH gồm 18 tầng điển hình, 1 tầng hầm, 1 tầng mái
Hệ kết cấu sử dụng là kết cấu khung – cột Do đó việc tính toán khung phải là kết cấu khung không gian
Việc tính toán khung không gian là rất phức tạp, do đó việc tính toán nội lực sẽ được tính toán bằng phần mềm ETABS
Việc tính toán sẽ được thực hiện theo các bước sau đây :
Bước 1 : Chọn sơ bộ kích thước
Bước 2 : Tính toán tải trọng
Bước 3 : Tổ hợp tải trọng
Bước 4 : Tính toán nội lực bằng phần mềm ETABS
Bước 5 : Tính toán thép cho khung trục 3 và trục D
CHỌN SƠ BỘ KÍCH THƯỚC
Dầm chọn giống như phần tính sàn
Chiều dày sàn : hb = 180 mm
TÍNH TOÁN TẢI TRỌNG
Việc tính toán tĩnh tải và hoạt tải sử dụng tương tự như đối với phương án sàn dầm
Theo TCVN 2737 – 1995 và TCXD 229 – 1999 : gió nguy hiểm nhất là gió vuông góc với mặt đón gió
Công trình cao 63.5 m > 40 m nên tải gió gồm hai thành phần
+ Thành phần tĩnh của gió
+ Thành phần động của gió
Tải trọng gió tĩnh được tính theo TCVN 2737 – 1995 như sau : Áp lực gió tĩnh tính toán tại cao độ z tính theo công thức Wtc W0 k c
Giá trị áp lực gió W0 được xác định theo bản đồ phân vùng phụ lục D và điều 6.4 TCVN 2737 – 1995 Tại Dĩ An, Bình Dương, công trình xây dựng thuộc khu vực IA, với ảnh hưởng của gió bão được đánh giá là yếu, do đó W0 được lấy là 0.55 kN/m².
kz : là hệ số tính đến sự thay đổi của áp lực gió theo độ cao, lấy theo bảng 5, TCVN
c: hệ số khí động, đối với mặt đón gió c = +0.8, mặt hút gió c = -0.6
Hệ số tổng cho mặt đón gió và hút gió là c = 0.8 + 0.6 = 1.4
Hệ số tin cậy của tải trọng gió là = 1.2
Tải trọng gió tĩnh được xác định là lực tập trung tại các cao trình sàn, được đặt tại tâm hình học của từng tầng Diện tích đón gió của mỗi tầng được tính toán dựa trên công thức cụ thể.
Trong đó : hj , hj+1 lần lượt là chiều cao tầng thứ j và j+1 công trình
B là bề rộng đón gió
Kích thước công trình Cao độ Zj
Giá trị tính toán thành phần tĩnh của tải trọng gió
Gán vào sàn (kN) Dài
TANG MAI 3.5 46.5 42 63.5 1.521 0.669 0.502 103.26 114.33 LAU 17 3.5 46.5 42 60 1.510 0.664 0.498 205.10 227.08 LAU 16 3.5 46.5 42 56.5 1.496 0.658 0.494 203.20 224.97 LAU 15 3.5 46.5 42 53 1.482 0.652 0.489 201.30 222.86 LAU 14 3.5 46.5 42 49.5 1.468 0.646 0.484 199.40 220.76 LAU 13 3.5 46.5 42 46 1.454 0.640 0.480 197.49 218.65 LAU 12 3.5 46.5 42 42.5 1.440 0.634 0.475 195.59 216.55 LAU 11 3.5 46.5 42 39 1.424 0.627 0.470 193.42 214.14 LAU 10 3.5 46.5 42 35.5 1.403 0.617 0.463 190.57 210.98 LAU 9 3.5 46.5 42 32 1.382 0.608 0.456 187.71 207.83 LAU 8 3.5 46.5 42 28.5 1.358 0.598 0.448 184.45 204.22 LAU 7 3.5 46.5 42 25 1.330 0.585 0.439 180.65 200.01 LAU 6 3.5 46.5 42 21.5 1.302 0.573 0.430 176.85 195.80 LAU 5 3.5 46.5 42 18 1.270 0.559 0.419 172.50 190.98 LAU 4 3.5 46.5 42 14.5 1.234 0.543 0.407 167.61 185.57 LAU 3 3.5 46.5 42.0 11.0 1.19 0.524 0.393 161.91 179.25 LAU 2 3.5 46.5 42.0 7.5 1.13 0.495 0.371 152.81 169.18 LAU 1 4 46.5 42.0 4.0 1.04 0.455 0.342 150.62 166.76
Bảng 5 1: Kết quả tính toán gió tĩnh theo phương X và Y
Do công trình cao 63.5 m vượt quá 40m, cần tính đến thành phần động của tải gió Để xác định thành phần động này, việc tính toán tần số dao động riêng của công trình là rất quan trọng.
Thiết lập sơ đồ tính toán động lực học :
Sơ đồ tính toán là hệ thanh công xôn có hữu hạn điểm tập trung khối lượng
Chia công trình ra thành n phần sao cho mỗi phần có độ cứng và áp lực gió lên bề mặt công trình có thể coi như không đổi
Vị trí của các điểm tập trung khối lượng đặt tương ứng với cao trình sàn
Giá trị khối lượng tập trung được xác định bằng tổng trọng lượng của kết cấu, tải trọng từ các lớp cấu tạo sàn phân bố đều, cùng với hoạt tải cũng phân bố đều trên sàn TCVN.
2737 – 1995 và TCXD 229 – 1999 cho phép hệ số chiết giảm đối với hoạt tải , tra bảng 1 (TCXD 229 – 1999), lấy hệ số chiết giảm là 0.5
Hình 5 1: Sơ đồ tính toán động lực tải gió tác động lên công trình
Tính toán tần số dao động riêng của một công trình nhiều tầng là một quá trình phức tạp, đòi hỏi sự hỗ trợ từ các phương trình máy tính Trong đồ án này, phần mềm ETABS được sử dụng để thực hiện các phép tính liên quan đến tần số dao động riêng của công trình.
Việc mô hình trong chương trình ETABS được thực hiện như sau :
Cột và dầm được mô hình bằng phần tử Line
Vách và sàn được mô hình bằng phần tử Area
Trọng lượng bản thân kết cấu do ETABS tự tính toán
Trọng lượng lớp cấu tạo sàn được phân bố đều trên sàn
Trọng lượng bản thân tường được gán phân bố lên sàn
Hoạt tải được gán phân bố đều trên sàn, sử dụng hệ số chiết giảm khối lượng là 0.5
Hình 5 2 : Mô hình 3D công trình trong ETABS
Theo TCXD 229 – 1999, việc tính toán phần động của tải trọng gió chỉ cần dựa vào dạng dao động đầu tiên, với tần số dao động riêng cơ bản thứ s phải thỏa mãn bất đẳng thức: s L s 1 f < f < f +
Trong đó : fL được tra trong bảng 2 TCXD 229 – 1999, đối với kết cấu sử dụng bê tông cốt thép, lấy 0.3và vùng gió IA ta được fL = 1.1
Để tính toán gió động của công trình, cần xem xét theo hai phương X và Y, trong đó chỉ tập trung vào phương có chuyển vị lớn hơn Các bước để tính toán phần động của gió bao gồm nhiều quy trình cụ thể.
Bước 1 : Xác định tần số dao động riêng
Sử dụng phần mềm ETABS khảo sát
Bảng 5 2: Kết quả khảo sát dao động công trình
Theo điều 4.3 TCXD 229 – 1999, tần số dao động riêng cần được xác định trong khoảng 1f < f < fL f4 Do đó, khi tính toán thành phần động của gió, cần xem xét tác động của xung vận tốc gió và lực quán tính của công trình tương ứng với ba dạng dao động đầu tiên, trong khi dạng dao động thứ ba xoắn không được đưa vào tính toán.
Bước 2: Xác định giá trị tiêu chuẩn thành phần tĩnh của áp lực gió lên các phần tính toán của công trình Giá trị tiêu chuẩn thành phần tĩnh của áp lực gió Wj tại độ cao zj so với mốc mặt đất được tính theo công thức: Wj = 0,5 * zj^2.
Giá trị áp lực gió tiêu chuẩn W0 cho công trình xây dựng tại Dĩ An, Bình Dương thuộc vùng I-A là 55 daN/m² (0.55 kN/m²) Hệ số khí động c được xác định với phía đón gió c1 = +0.8 và phía hút gió c2 = -0.6, do đó c = 0.6 + 0.8 = 1.4 Hệ số kz,j được sử dụng để xem xét sự thay đổi áp lực gió theo chiều cao, theo bảng 5.
Theo TCVN 2737 – 1995, bước 3 trong quy trình thiết kế là xác định thành phần động của tải trọng gió tác dụng lên công trình Giá trị tiêu chuẩn của thành phần động tải gió đối với phần thức j, ứng với dạng dao động thứ i, được xác định thông qua công thức p(i, j) j i i ji.
Trong đó : Wp(ij) : lực đơn vị tính toán (kN)
Mj : khối lượng tập trung của phần công trình thứ j (T)
i : hệ số động lực ứng với dạng dao động thứ i, không thứ nguyên
Hệ số i được xác định bằng cách chia công trình thành n phần, trong khi yji là dịch chuyển ngang tỷ đối của trọng tâm phần công trình thứ j tương ứng với dạng dao động riêng thứ i.
Hệ số động lực được xác định với 3 dạng dao động đầu tiên, phụ thuộc vào thông số i và độ giảm loga của dao động : i 0 i
Trong đó : Hệ số tin cậy tải trọng lấy 1.2 fi : Tần số dao động riêng thứ i
W0 : giá trị áp lực gió Lấy bằng 55 daN/m 2 = 0.55 kN/m 2 Công trình bằng BTCT với 0.3 nên tra theo đường số 1 trên đồ thị (TCXD 229:1999)
Hình 5 3: Đồ thị xác định hệ số động lực
Hệ số i xác định theo công thức n ji Fj j 1 i n
WFj là giá trị tiêu chuẩn thành động của tải trọng gió tác dụng lên phần thứ j của công trình, tương ứng với các dạng dao động khác nhau Giá trị này chỉ xem xét ảnh hưởng của xung vận tốc gió và được xác định theo công thức: WFj = W S (kN)j j jξ ν.
Wj : giá trị tiêu chuẩn thành phần tĩnh của gió (kN/m 2 )
Sj : diện tích đón gió phần công trình thứ j (m 2 )
Hệ số tương quan không gian áp lực động của tải trọng gió phụ thuộc vào dạng dao động của công trình Đối với dạng dao động thứ nhất, hệ số này được xác định là 1, trong khi các dạng dao động khác cũng có hệ số tương tự.
Giá trị 1 được lấy theo bảng 10, TCVN 2737 – 1995, phụ thuộc vào 2 tham số và
Tra bảng 11, TCVN 2737 – 1995 để có được 2 thông số này, a và b được xác định như hình sau ( mặt màu đen là mặt đón gió) :
Hình 5 4: Hệ tọa độ khi xác định hệ số tương quan
Bảng 5 3: Các tham số và ρ (m) Hệ số 1 khi χ bằng (m)
Bảng 5 4: Hệ số tương quan không gian 1
Mặt phẳng tọa độ cơ bản song song với bề mặt đón gió
Hệ số áp lực động ξj
Hệ số tương quan không gian ν
Các thành phần động theo phươg X p(i, j) j i i ji
Các thành phần động theo phươg Y p(i, j) j i i ji
MAI 0.266 0.712 0.222 0.058 1.590 0.017 0.0074 29.86 0.055 1.569 0.015 0.0077 29.93 LAU 17 0.267 0.712 0.221 0.058 1.590 0.017 0.0070 86.25 0.055 1.569 0.015 0.0073 86.65 LAU 16 0.268 0.712 0.220 0.058 1.590 0.017 0.0067 82.56 0.055 1.569 0.015 0.0068 80.72 LAU 15 0.270 0.712 0.219 0.058 1.590 0.017 0.0063 77.63 0.055 1.569 0.015 0.0064 75.97 LAU 14 0.271 0.712 0.218 0.058 1.590 0.017 0.0059 72.84 0.055 1.569 0.015 0.0059 70.17 LAU 13 0.273 0.712 0.217 0.058 1.590 0.017 0.0055 68.08 0.055 1.569 0.015 0.0054 64.39 LAU 12 0.274 0.712 0.216 0.058 1.590 0.017 0.0050 61.89 0.055 1.569 0.015 0.0049 58.42 LAU 11 0.276 0.712 0.215 0.058 1.590 0.017 0.0046 56.94 0.055 1.569 0.015 0.0044 52.46 LAU 10 0.278 0.712 0.214 0.058 1.590 0.017 0.0041 50.93 0.055 1.569 0.015 0.0040 47.87 LAU 9 0.281 0.712 0.212 0.058 1.590 0.017 0.0037 46.18 0.055 1.569 0.015 0.0035 42.08 LAU 8 0.283 0.712 0.211 0.058 1.590 0.017 0.0032 39.94 0.055 1.569 0.015 0.0030 36.07 LAU 7 0.286 0.712 0.208 0.058 1.590 0.017 0.0028 34.95 0.055 1.569 0.015 0.0025 30.06 LAU 6 0.288 0.712 0.205 0.058 1.590 0.017 0.0023 28.80 0.055 1.569 0.015 0.0021 25.34 LAU 5 0.292 0.712 0.203 0.058 1.590 0.017 0.0019 23.90 0.055 1.569 0.015 0.0017 20.60 LAU 4 0.297 0.712 0.201 0.058 1.590 0.017 0.0014 17.61 0.055 1.569 0.015 0.0013 15.75 LAU 3 0.302 0.712 0.197 0.058 1.590 0.017 0.0011 13.83 0.055 1.569 0.015 0.00090 10.90 LAU 2 0.311 0.712 0.191 0.058 1.590 0.017 0.0007 8.85 0.055 1.569 0.015 0.00060 7.30 LAU 1 0.318 0.712 0.180 0.058 1.590 0.017 0.0004 4.83 0.055 1.569 0.015 0.00040 4.66
Bảng 5 5: Kết quả tính toán gió động theo phương X và Y
5.3.1.3 Nội lực và chuyển vị do tải trọng gió
Nội lực cho thành phần tĩnh và động của tải gió xác định như sau : t s d 2 i i 1
Trong đó: X : Moment uốn (xoắn), lực cắt, lực dọc, hoặc chuyển vị ở đây ta xem là tải trọng tổng hợp 2 thành phần tĩnh và động
X t : Moment uốn (xoắn), lực cắt, lực dọc, hoặc chuyển vị do thành phần tĩnh của tải trọng gió gây ra, ở đây ta xem là tải thành phần tĩnh d
Moment uốn (xoắn), lực cắt, lực dọc, và chuyển vị là các yếu tố quan trọng do thành phần động của tải trọng gió gây ra khi dao động ở trạng thái thứ i Trong trường hợp này, chúng ta xem xét tải thành phần động và số dạng dao động tính toán (s) để đánh giá ảnh hưởng của tải trọng gió lên cấu trúc.
TỔ HỢP TẢI TRỌNG
5.4.1 Các trường hợp tải trọng
STT Tên trường hợp tải Ký hiệu Dạng Hệ số
2 Hoạt tải sử dụng HT Live 0
3 Gió tĩnh phương X WTX Wind 0 Tâm hình học
Gió động dạng 1 phương X WDX1 Wind 0
5 Gió tĩnh phương Y WTY Wind 0 Tâm hình học
Gió động dạng 1 phương Y WDY1 Wind 0
7 Động đất phương X QX Quake 0
8 Động đất phương Y QY Quake 0
Tâm khối lượng Bảng 5 7: Các trường hợp tải trọng
STT Tên tổ hợp Loại tổ hợp Các trường hợp tải Hệ số
8 COMB6 ADD TT;HT;WX 1;0.9;0.9
9 COMB7 ADD TT;HT;WX 1;0.9;-0.9
10 COMB8 ADD TT;HT;WY 1;0.9;0.9
11 COMB9 ADD TT;HT;WY 1;0.9;-0.9
14 COMB12 ADD TT;HT;QX 1;0.3;1
15 COMB13 ADD TT;HT;QY 1;0.3;1
1;1;1… 1;1;1 Bảng 5 8: Tổ hợp tải trọng từ các trường hợp tải
KIỂM TRA CHUYỂN VỊ ĐỈNH CÔNG TRÌNH
Dựa vào kết quả xuất ra từ Etasb Điểm có chuyển vị lớn nhất tại cao trình tầng mái là Piont 1 với
Theo TCVN 198 – 1997, kết cấu khung vách f/H 1/750
Nên công trình thỏa điều kiện chuyển vị đỉnh.
NHẬN XÉT KẾT QUẢ NỘI LỰC
Để đảm bảo tính hợp lý của kết cấu sau khi mô hình hóa trong ETABS, việc khảo sát nội lực của một khung bất kỳ trong công trình là rất cần thiết.
Lấy khung A làm khung điển hình để khảo sát
Hình 5 5: Biều đồ moment khung trục A
Hình 5 6: Biều đồ lực cắt khung trục A Nhận xét kết quả nội lực
Hình 5 7: Biểu đồ moment dầm
Giá trị moment và lực cắt gần như đối xứng nhau
Tại vị trí giao nhau giữa dầm và lõi (vách cứng), moment gối có giá trị lớn hơn do sự khác biệt về độ cứng giữa cột và vách Khi dầm chịu tải trọng thẳng đứng, chuyển vị của cột và vách không đồng nhất, dẫn đến moment gối lớn hơn khi dầm liên kết với vách so với khi liên kết với hai cột Điều này xảy ra vì vách cứng có chuyển vị ít hơn, khiến cho moment gối tại vị trí này tăng cao.
TÍNH TOÁN – THIẾT KẾ KHUNG TRỤC B VÀ KHUNG TRỤC 3
Biểu đồ moment và lực cắt khung trục B ứng với tổ hợp COMBBAO
Hình 5 8: Biều đồ Moment khung B
Hình 5 9: Biều đồ lực cắt khung B
Hình 5 10: Biểu đồ moment khung 3
Hình 5 11: Biểu đồ lực cắt khung 3
5.7.2 Tính toán – thiết kế hệ dầm
5.7.2.1 Tính toán cốt thép dọc
Cốt thép trong dầm được xác định dựa trên cấu kiện chịu uốn, và để đơn giản hóa quá trình, chúng tôi phát triển một chương trình tính toán cốt thép cho dầm sử dụng dữ liệu xuất ra từ ETABS Dữ liệu này bao gồm biểu đồ bao Moment cho tất cả các tổ hợp Tính toán được thực hiện tại ba mặt cắt nguy hiểm nhất, tuân theo biểu đồ bao nội lực để đảm bảo độ chính xác và an toàn cho kết cấu.
Áp dụng công thức tính toán : m 2 b 0
Hàm lượng cốt thép tính toán ra được và hàm lượng bố trí thì phải thỏa điều kiện sau min max
min: tỷ lệ cốt thép tối thiểu , thường lấy min 0.05%
max: tỷ lệ cốt thép tối đa, thường lấy : max R b s
Dựa vào số liệu xuất ra từ ETASB
Dầm B58 có lực cắt Q = 657.38 kN
- Khả năng chịu cắt của bê tông : Q b b3 (1 f n )R bh bt 0
(Theo công thức 76, mục 6.2.3.3 tiêu chuẩn TCVN 5574 – 2012)
( b3 0.6, n 0, f 0 ; xem mục 6.2.3.3 tiêu chuẩn TCVN 5574 – 2012)
Phải tính cốt đai cho dầm
- Chọn thép đai 10 và hai nhánh n = 2
- Thép đai được bố trí thỏa mãn bước đai s min(s ,s tt max ,s ,s ) ct dd
- Bước cốt đai tính toán : s tt ( b2 2 )
- Bước cốt đai tính toán lớn nhất s max ( b4 1.5)
- Bước cốt đai chọn thep cấu tạo s ct ct ct h 700 s min 3 3 233 s 200 (mm)
- Bước đai tính toán động đất s dd 150 mm
Bước cốt đai được chọn s min(s ,s tt max ,s ,s ) 100 mm ct dd
Kiểm tra điều kiện sau khi chọn cốt đai
Theo công thức 72 mục 6.2.3.2 tiêu chuẩn TCVN 5574 – 2012
Bố trí cốt thép đai
- Bố trí trên 2 đầu dầm 1L
2 là 10 bước đai 200 mm vì chọn theo cấu tạo ct
- Bước đai tính toán động đất s dd 250 mm
Theo công thức (82) và (76) mục 6.2.3.3 tiêu chuẩn 5574 – 2012
Trong đó : q sw R sw A sw 220 2 78.5 345.4 kN s 100
Thỏa mãn nên không cần bố trí cốt xiên sct 200 mm
5.7.2.3 Cấu tạo kháng chấn cho dầm
Do ag 1.25 0.6504 0.813 0.08g 0.08 9.81 0.785 suy ra cần bố trí kháng chấn (Được nhắc đến trong phần 5.3.2 Tải trọng động đất)
Cấu tạo kháng chấn cho dầm (Cấu Tạo Bê Tông Cốt Thép – Bộ Xây Dựng)
Trong khu vực l1 = 3hd hoặc l1 = l/4, chiều cao tiết diện dầm (hd) và khoảng cách nhịp dầm (l) cần được xem xét Khoảng cách giữa các đai không được lớn hơn giá trị tính toán theo yêu cầu lực cắt, đồng thời phải nhỏ hơn 0.25 hd và không vượt quá 8 lần đường kính của cốt thép dọc Đặc biệt, trong mọi trường hợp, khoảng cách này không được vượt quá 150 mm.
Tại khu vực l2 (ngoài khu vực l1) khoảng cách các đai chọn không lớn hơn 12 lần đường kính cốt thép dọc đồng thời không lớn hơn 300 mm
5.7.2.4 Neo và nối cốt thép
Theo Mục 8.5 TCVN 5574 – 2012 chiều dài đoạn neo và nối an an s an b l ( R )
R và không nhỏ hơn anl an
Trong vùng chịu kéo an s an an b an
Trong vùng chịu kéo an s an an b an
5.7.2.5 Kết quả tính toán cốt thép dầm
Kết quả tính toán lấy từ nội lực lầu 17
Dầm Beam M3 b h a As μ% Chon thep Aschon etabs kN.m cm cm cm cm² cm²
Bảng 5 9: Kết quả tính toán thép dầm
5.7.3 Tính toán thiết kế cột
Nội lực cột bao gồm các giá trị P, Mx = M2, My = M3, vì vậy cột được tính theo cấu kiện nén lệch tâm xiên và bố trí thép theo chu vi
Xét tiết diện với các cạnh Cx và Cy, chịu nén N và moment uốn Mx, My cùng với độ lệch tâm ngẫu nhiên eax và eay Sau khi phân tích uốn theo hai phương, hệ số được tính là x và y, từ đó xác định được các moment mới Mx1 và My1.
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 Y, với các điều kiện và ký hiệu được trình bày trong bảng dưới đây.
Giả thuyết chiều dày lớp đệm a = a ’ , tính h0 = h – a ; Za = h – 2a Tiến hành tính toán theo trường hợp đặt cốt thép đối xứng
Mô hình Theo phương X Theo phương Y Điều kiện x1 x y1 y
+ Tính moment tương đương (đổi lệch tâm xiên ra lệch tâm phẳng)
b + Độ lệch tâm tĩnh học e1 = M/N và độ lệch tâm ngẫu nhiên ea = max
(l/600;h/30) + Với kết cấu siêu tĩnh e0 = max (e1;ea) e = e0 +h/2 – a
+ Tính toán độ mãnh theo 2 phương : x 0x x l 0.288 C
+ Dựa vào độ lệch tâm e0 và giá trị x1 để phân biệt các trường hợp tính toán
5.7.3.1 Trường hợp 1 : Nén lệch tâm rất bé (LTRB)
Nén lệch tâm rất bé khi 0
h tính gần như nén đúng tâm
Hệ số ảnh hưởng độc lệch tâm e : e 1
Hế số uốn dọc thêm khi xét đúng tâm : e (1 )
Khi 14 1 ; khi 14 104 tính theo công thức
Diện tích toàn bộ cốt thép Ast xác định theo công thức e b st e sc b
5.7.3.2 Trường hợp 2 : Nén lệch tâm bé (LTB)
Xác định chiều cao vùng nén R R 2
Diện tích toàn bộ cốt thép dọc tính theo công thức st b 0 sc 0
5.7.3.3 Trường hợp 3 : Nén lệch tâm lớn (LTL)
Diện tích toàn bộ cốt thép dọc tính theo công thức st 1 0 sc 0
5.7.3.4 Bố trí cốt đai cột
Cốt thép ngang trong cột có vai trò quan trọng trong việc liên kết các thanh thép dọc, tạo thành hệ khung vững chắc và giữ cho cốt thép dọc ổn định trong quá trình thi công Khi chịu nén, cốt thép dọc có thể bị cong, làm hỏng lớp bê tông bảo vệ và bậc ra khỏi bê tông Cốt đai giúp giữ cho cốt dọc không bị cong và bậc ra ngoài; trong trường hợp này, cốt thép đai chịu kéo Nếu cốt đai không được neo chắc chắn hoặc có kích thước quá nhỏ, nó có thể bị bung ra hoặc đứt.
Các nút khung, nút liên kết cột, vách và dầm là vị trí chịu nội lực lớn, vì vậy cần bố trí thép chịu lực theo tính toán và đặt cốt đai gia cường Cốt đai này đảm bảo liên kết giữa cột và dầm, giúp chống lại sự gia tăng lực cắt đột ngột tại nút khung, đồng thời tăng cường bền vững cho nút khung trước những nội lực xuất hiện trong tiết diện nghiêng mà tính toán chưa xác định được.
Theo cấu tạo kháng chấn tại nút khung của “ Cấu tạo bê tông cốt thép” (Bộ Xây Dựng -
Theo tiêu chuẩn năm 2004, cốt đai cột cần có đường kính không nhỏ hơn 1/4 đường kính cốt thép dọc và tối thiểu là 8mm, riêng đối với động đất mạnh thì tối thiểu là 10mm Tại nút khung, trong phạm vi từ 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 Điều kiện cho l1 là phải lớn hơn hoặc bằng chiều cao tiết diện cột, lớn hơn hoặc bằng 1/6 chiều cao thông thủy của tầng, và tối thiểu là 450mm.
Tại các khu vực khác, khoảng cách giữa các đai chọn không vượt quá chiều rộng của tiết diện và đồng thời không quá 6 lần đường kính của cốt thép dọc cho động đất mạnh, hoặc 12 lần cho động đất yếu và trung bình.
5.7.4 Tính toán cụ thể cấu kiện dầm và cột
Chọn cột C3 lầu 1 ứng với COMB7 để tính toán
Thép AIII : Rs 365Mpa; Rsc 365Mpa
Bê tông cấp độ bền B25 : Rb = 14.5 Mpa , Rbt = 1.05 Mpa
Tầng Cột tổ hợp chiều dài
Do = 13.889 < 28 nên x y 1 Độ lệch tâm ngẫu nhiên : ax ax x
M M 311.68kN.m;M M 83.32kN.m a ax ay e e 0.2e 23.33 0.2 23.33 28mm
Tính x1 Giả sử a0 = 50 mm suy ra h0 = h – a0 = 700 – 50 e0 mm
Độ lệch tâm ngẫu nhiên : 0e max(e ;e ) max(28;41.49) 41.49 mma 1 Độ lệch tâm e : e e 0 h a 41.49 700 50 341.49 mm
tính toán gần như nén đúng tâm
Hệ số ảnh hưởng độ lệch tâm e : e
Hệ số uốn dọc khi xét đúng tâm : e 1 ( 14)
Diện tích cốt thép e b st e sc b
Hàm lượng cốt thép : st
Tính toán các cột khác tương tự
Chọn dầm B1 có vị trí và các thông số như sau :
Kiểm tra hàm lượng thép : st
Tương tự các vị trí khác
Tầng Cột Load P(kN) My(kN.m) Mx(kN.m) Cx(cm) Cy(cm) As(cm²) μ% Chọn thép Asc(cm²)
Bảng 5 12: Kết quả tính thép cột khung B Kết quả tính thép cột khung 3
Tầng Cột Load P(kN) My(kN.m) Mx(kN.m) Cx(cm) Cy(cm) As(cm²) μ% Chọn thép Asc(cm²)
Bảng 5 13: Kết quả tính thép cột khung 3
TÍNH TOÁN THIẾT KẾ VÁCH CỨNG
5.8.1 Phương pháp biểu đồ tương tác
Thông thường, các vách cứng dạng công xôn phải chịu tổ hợp nội lực sau: N, Mx,
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 theo phương vuông góc với mặt phẳng Qy Chỉ cần tập trung vào tổ hợp nội lực gồm: N, My, và Qx.
Hình 5 12: Nội lực trong vách
5.8.2 Các giả thuyết cơ bản
Tiết diện vách phẳng duy trì hình dạng phẳng sau khi chịu lực, cho phép chúng ta tính toán biến dạng tại bất kỳ điểm nào trên tiết diện Việc này dựa trên biến dạng lớn nhất của bê tông trong vùng nén và cốt thép trong vùng kéo hoặc vùng nén.
Giả thiết quan hệ ứng suất và biến dạng của cốt thép, quan hệ này đã được đơn giản hóa để thuận tiện cho việc tính toán
Giả thiết về biểu đồ ứng suất bê tông vùng nén và bê tông vùng nén quy đổi
Giả thiết về biến dạng cực hạn quy ước của bê tông vùng nén
Hình 5 13: Biểu đồ ứng suất trong bê tông, biểu đồ biến dạng, quam hệ ứng suất biến dạng của cốt thép theo tiêu chuẩn BS 8110
5.8.3 Thiết lập biểu đồ tương tác
Nguyên tắc xác định trạng thái ứng suất trong bê tông và cốt thép của vách dựa vào biến dạng cực hạn của bê tông vùng nén và vị trí trục trung hòa được thể hiện qua chiều cao vùng nén x Các ứng suất này được tổng hợp thành một lực dọc và một moment tại tâm hình học của vách, tạo thành một điểm trong biểu đồ tương tác.
+ Bước 2 : Tính toán chiều cao vùng bê tông chịu nén qui đổi
+ Bước 3 : Tính toán biến dạng của cốt thép
+ Bước 4 : Tính toán ứng suất trong từng thanh thép
+ Bước 5 : Tính toán hợp lực vùng bê tông chịu nén và cốt thép tại tâm hình học của vách
+ Bước 6 : Thay đổi x và làm lại như bước 1
Hình 5 14: Trình tự thiết lập biểu đồ tương tác cho vách
5.8.4 Kiểm tra khả năng chịu lực
Hình 5 15: Biểu đồ tương tác Với cặp nội lực A(MA, NA) cho trước, ta có :
Nếu A nằm bên trong biểu đồ tương tác Tiết diện đủ khả năng chịu lực
Nếu A nằm bên ngoài biểu đồ tương tác Tiết diện không đủ khả năng chịu lực Xác định % khả năng chịu lực
Từ điểm A(MA ,NA) cho trước và O(0,0), ta nối OA cắt với biểu đồ tương tác tại
B(MB,NB) Ta có : %KNCL OAx100%
5.8.5 Nhận xét về phương pháp tính
Phương pháp xây dựng biểu đồ tương tác là phương pháp chính xác nhất để phản ánh hiệu quả làm việc của vách bê tông cốt thép, so với hai phương pháp khác là vùng biên chịu moment và phân bố ứng suất đàn hồi.
Phương pháp này thực chất coi vách như một cấu kiện chịu nén lệch tâm
Việc thiết lập biểu đồ tương tác yêu cầu một lượng lớn tính toán, vì vậy việc sử dụng máy tính để hỗ trợ tính toán là cần thiết để đảm bảo hiệu quả.
5.8.6 Bố trí cốt thép cho vách
Khoảng cách giữa hai cây cốt thép dọc và ngang không được lớn hơn trị số nhỏ nhất trong hai trị số sau : s 1.5b s 300 mm
Bố trí thép cần thuân 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 lớn hơn 0.1b
+ Hàm lượng cốt thép chọn 0.6% 3.5% (đối với động đất trung bình hoặc mạnh)
+ Cốt thép nằm ngang không ít hơn 1/3 lượng cốt thép dọc với hàm lượng 0.4% (đối với động đất trung bình và mạnh)
+ Do Moment có thể đổi chiều nên cốt thép vùng biên F a max(A keo s , A nen s )
5.8.7 Tính toán cốt ngang cho vách cứng
Cốt đai vách cứng tính toán như cấu kiện dầm
Tuy nhiên , vì lực cắt trong vách nhỏ nên cốt đai đặt cấu tạo : chọn 12 và bố trí cốt đai với khoảng s = 200mm
5.8.8 Kết quả tính toán thép vách
Bê tông B25 Cốt thép AIII L = 6.5 m Nf = 0 thép biên 18
Rb(Mpa) 14.5 Rs(Mpa) 365 Lf = 0 m Nr = 0 thép giữa 16
Rbt(Mpa) 1.05 Rsc(Mpa) 365 Lr = 0 m Nw = 2 a = 30 mm
Eb(Mpa) 30000 Es(Mpa) 200000 tw = 0.3 m Nm = 32 m = 0.66%
Bảng 5 14: Thông số thiết kế vách
Bảng 5 15: Biều đồ tương tác vách V1
BIỂU ĐỒ TƯƠNG TÁC VÁCH
TÍNH TOÁN THIẾ KẾ MÓNG
KHAI BÁO ĐỊA CHẤT
Tên lớp đất Sét pha Sét pha Cát pha Cát Sét
Chiều sâu đáy lớp đất (m) 5.1 2.2 12.1 2.1 18.5
Góc ma sát trong φ (°) 19 0 36 ’ - 21 0 21’ 34 0 56’ 15 0 54’ Độ sệt B 0.21 0.14 0.51 - 21 cọc
Trong đó : N là tải trọng thẳng đứng tác dụng lên cọc
là hệ số xác định theo công thức
Trong đó : ' 0.17 ln(k G l / G d) n 1 2 là hệ số tương ứng cọc cứng tuyệt đối
' 0.17 ln(k l / d) n giống ’ nhưng đối với trường hợp nền đồng nhất EA / G l 1 2 là hệ số cứng tương đối của cọc
Theo TCVN 10304 – 2014, cho phép G = 0.4 E0, còn hệ số Kn =2 ( trong đó E0 là mô đun biến dạng của đất)
Mô đun biến dạng của đất theo địa chất công trình
Mô đun biến dạng và mô đun trượt
- Được lấy trung bình đối với toàn bộ các lớp đất thuộc phạm vị chiều sâu hạ cọc :
- Được lấy trong phạm vị 0.5l, từ độ sâu 1l đến 1.5l kể từ đỉnh cọc
Theo 7.4.2 TCVN 10304 – 2014 ,Đối với cọc đóng sản xuất tại nhà máy d 4A / 4 0.16 / 3.14 0.45 (m)
Lớp 3 (Cát sét hạt trung)
THIẾT KẾ MÓNG CỌC ÉP
6.3.1 Thiết kế móng M 1 (Móng dưới cột C 1 ,Khung 3)
Story Point Load FX FY FZ MX MY MZ
BASE 85 COMB1 -37.76 227.44 12126.44 -116.69 -18.79 0.00 BASE 85 COMB2 -13.14 132.15 9514.74 -67.80 -19.23 0.00 BASE 85 COMB3 -30.26 132.77 9563.40 -68.12 -2.01 0.00 BASE 85 COMB4 -22.01 133.42 9324.17 -55.76 -10.74 0.00 BASE 85 COMB5 -21.40 131.51 9753.96 -80.16 -10.49 0.00 BASE 85 COMB6 -28.45 217.66 11845.81 -111.67 -25.72 0.00 BASE 85 COMB7 -43.86 218.22 11889.60 -111.96 -10.22 0.00 BASE 85 COMB8 -36.43 218.80 11674.30 -100.84 -18.08 0.00 BASE 85 COMB9 -35.88 217.08 12061.11 -122.80 -17.86 0.00 BASE 85 COMB10 MAX 2.34 134.01 9750.19 -57.73 13.75 0.03 BASE 85 COMB10 MIN -45.75 130.91 9327.95 -78.19 -34.99 -0.03 BASE 85 COMB11 MAX -10.49 136.68 10203.20 -33.89 -3.10 0.09 BASE 85 COMB11 MIN -32.91 128.25 8874.94 -102.04 -18.13 -0.09 BASE 85 COMB12 MAX -2.48 162.50 10526.40 -72.35 11.30 0.03 BASE 85 COMB12 MIN -50.57 159.41 10104.16 -92.81 -37.44 -0.03 BASE 85 COMB13 MAX -15.31 165.17 10979.41 -48.51 -5.55 0.09 BASE 85 COMB13 MIN -37.73 156.74 9651.15 -116.65 -20.58 -0.09
Bảng 6 12: Phản lực chân cột M1
Cột C1 là điểm 85 tầng Base trong mô hình EATBS Xuất kết quả từ mô hình ta được phản lực lớn nhất tại chân cột C1 là 12126.44 kN
6.3.1.2 Xác định số lượng cọc và bố trí
Lực tác dụng vào móng M1 : Ntt 12126.44 kN
Sơ bộ xác định số lượng cọc : coc tt c,d
Chọn kích thước đài cọc bố trí như sau :
Hình 6 3: Mặt bằng móng M1 Kích thước đài BdLdhd = 4.8m4.8m2m
Sử dụng phần mềm SAFE để mô hình đài móng, với các cọc được xem là lò xo có độ cứng
K được tính như trên ta được phản lực và chuyển vị cọc như sau :
Dựa vào bảng trên ta có được độ cứng từng cọc và tiếp tục nhập độ cứng Ki từng cọc vào mô hình lần nữa
Kiểm tra phản lực đầu cọc đơn (Xem trong phụ lục)
Sức chịu tải của nhóm cọc
Công thức hiệu ứng nhóm theo Converse Labarre
Hệ số xét ảnh hưởng của nhóm được xác định bởi số hàng cọc trong nhóm (n1) và số cọc trong hàng (n2) Đường kính cọc tròn hoặc kích thước cạnh cọc vuông được ký hiệu là d, trong khi khoảng cách giữa hai cọc tính từ tâm là s Công thức tính toán liên quan đến d được thể hiện qua d = 0.5 * arctan(arctan(18.43) * s) và d = 1.5.
Ta có : n N c,d 0.729 9 1990.7 13061kNN tt 12126.44 kN
Vậy cọc đủ khả năng chịu lực
6.3.1.3 Kiểm tra ứng suất nền dưới mũi cọc
Cọc và đất giữa các cọc hoạt động như một khối móng đồng nhất, đặt trên lớp đất bên dưới mũi cọc Mặt truyền tải của khối móng được quy ước mở rộng hơn so với diện tích đáy đài với một góc mở, theo quy định tại TCVN 10304 mục 7.4.4.
Xác định góc ma sát trong tính toán trung bình : II,mt II,i i i l l
Trong đó : II,ilà góc ma sát trong tính toán của từng lớp đất với chiều dày li mà cọc xuyên qua
Li là chiều dài đoạn cọc trong lớp đất thứ “i”
Diện tích đáy khối móng qui ước qu 0
Hình 6 4: Mặt cắt địa chất và khối móng qui ước
Theo 4.6.9, TCVN 9362 – 2012, áp lực tính toán tác dụng lên đất nền :
II II II II tc
+ ktc : Hệ số độ tin cậy, ktc = 1.1 vì các đặc trưng tính toán lấy trực tiếp từ các bảng thống kê (Tra theo Điều 4.6.11 TCVN 9362–2012)
+ m1 Hệ số điều kiện làm việc của đất nền (đặt móng tại lớp đất 5)- đối với sét có độ sệt B < 0.5 lấy m1 = 1.2 (Tra Bảng 15 theo Điều 4.6.10 TCVN 9362–2012)
Hệ số điều kiện làm việc của công trình (m2) ảnh hưởng đến đất nền và phụ thuộc vào tỷ lệ kích thước công trình, với giá trị m2 = 1 theo Bảng 15 trong Điều 4.6.10 của TCVN 9362–2012.
Chiều sâu đáy móng quy ước - 27 m ứng với lớp đất thứ 5 có
+ A,B,D: Hệ số phụ thuộc vào góc ma sát trong nền được lấy theo bảng 14 TCVN 9362-2012
+ b Cạnh bé của đáy móng qui ước, b = 7.8 m
+ h Chiều sâu đặt móng so với cốt qui định, h ' m
Dung trọng lớp đất từ đáy khối móng qui ước trở xuống (lớp 5) được xác định là II 17.92 10 7.92 kN/m 2, do lớp đất nằm dưới mực nước ngầm Trong khi đó, dung trọng các lớp đất từ đáy khối móng qui ước trở lên (II’) cũng cần được xem xét, vì lớp đất này cũng nằm dưới mực nước ngầm.
Trọng lượng khối móng qui ước
Khối lượng đất trong khối móng qui ước qu i i
Trọng lượng cọc : Wc nc bt p cA L 9 25 0.16 21.4 770.4 kN
Trọng lượng của đài móng : Wd bt d dh A 25 2 4.8 4.8 1152 kN
Trọng lượng đất bị cọc chiếm chỗ : dc c p i i
Trọng lượng đất bị đài chiếm chỗ : dd d i i
Trọng lượng khối móng qui ước qu d c d dc dd
Dưới khối móng qui ước :
Tải trọng qui về đáy khối móng qui ước tc tc tc tt d qu
Moment chống uốn của khối móng qui ước
Ứng suất dưới đáy khối móng qui ước tc tc tc tc d xd yd 2 max qu x y
tc tc tc tc d xd yd 2 min qu x y
max min tc tc tb
COMB1 23553.4 -101.5 -16.3 79.1 79.1 388.6 385.6 387.1 COMB2 21282.4 -59.0 -16.7 79.1 79.1 350.8 348.9 349.8 COMB3 21324.7 -59.2 -1.7 79.1 79.1 351.3 349.7 350.5 COMB4 21116.7 -48.5 -9.3 79.1 79.1 347.8 346.4 347.1 COMB5 21490.4 -69.7 -9.1 79.1 79.1 354.2 352.2 353.2 COMB6 23309.4 -97.1 -22.4 79.1 79.1 384.6 381.6 383.1 COMB7 23347.5 -97.4 -8.9 79.1 79.1 385.1 382.4 383.8 COMB8 23160.3 -87.7 -15.7 79.1 79.1 382.0 379.4 380.7 COMB9 23496.6 -106.8 -15.5 79.1 79.1 387.8 384.7 386.2 COMB10 MAX 21487.1 -50.2 12.0 79.1 79.1 354.0 352.4 353.2 COMB10 MIN 21120.0 -68.0 -30.4 79.1 79.1 348.4 345.9 347.1 COMB11 MAX 21881.1 -29.5 -2.7 79.1 79.1 360.1 359.2 359.6 COMB11 MIN 20726.0 -88.7 -15.8 79.1 79.1 342.0 339.3 340.7 COMB12 MAX 22162.1 -62.9 9.8 79.1 79.1 365.2 363.3 364.3 COMB12 MIN 21794.9 -80.7 -32.6 79.1 79.1 359.7 356.8 358.2 COMB13 MAX 22556.0 -42.2 -4.8 79.1 79.1 371.3 370.1 370.7 COMB13 MIN 21401.0 -101.4 -17.9 79.1 79.1 353.3 350.3 351.8
Bảng 6 14: Ứng suất dưới đáy móng
85 Điều kiện nền ổn định : tc 2 2 max II tc 2 2 tb II tc 2 min
Vậy nền đáy khối móng qui ước thỏa điều kiện ổn định
6.3.1.4 Kiểm tra lún cho khối móng qui ước Độ lún của khối móng qui ước được tính như móng đơn với đài móng là khối móng qui ước Độ lún được tính là độ lún cố kết của đất nên ta chỉ kể tới tải tiêu chuẩn tác dụng Áp lực bản thân đất nền của đáy khối móng qui ước bt
Ứng suất gây lún của khối móng qui ước tc qu tc tb qu qu
kN/m 2 gl tc bt bt o
Chia lớp đất dưới khối móng thành nhiều lớp có độ dày 1m Tính toán ứng suất gây lún cho đến khi đạt điều kiện ứng suất lớn hơn hoặc bằng ứng suất giới hạn, với lớp đất tốt thứ 5 Công thức tính ứng suất được sử dụng là: \( \sigma_{bt} = \sigma_{bt, i} + (z_i - z_{i-1}) \cdot h_i \).
: ứng suất gây lún tại đáy lớp thứ i bt(i 1) bt(i)
K0 : tra bảng phụ thuộc vào tỉ số qu qu
Tính lún theo công thức : n i 1 i i 1 n 1i 2i i
Điều kiện : S < Sgh , Sgh = 10cm (theo phụ lục E, TCVN 10304 – 2014)
Biểu đồ e –p lớp đất 5 : p kN/m 2 50 100 200 400 800 1600 e 0.863 0.838 0.806 0.757 0.678 0.575
Hình 6 5: Biều đồ e-p lớp đất 5
Vậy móng thỏa điều kiện chịu lún
Chọn a = 20 cm , h0 = h – a = 200 – 20 = 180 cm, bê tông B30
(tính với diện tích xuyên thủng hạn chế, góc xuyên đến mép cọc gần nhất)
Um : giá trị trung bình của chu vi đáy trên và đáy dưới tháp nén thủng hình thành khi bị nén thủng
Lực xuyên thủng (có 8 cọc ngoài diện dích xuyên thủng) y = -0.085ln(x) + 1.2289
P 16416 kN P 12280 kN Chiều cao đài thỏa điều kiện xuyên thủng
Hình 6 6: Hình ảnh xuyên thủng móng M1
6.3.1.6 Tính cốt thép cho đài móng
Chia đài thành những dãi strip, từ mô hình SAFEta được kết quả như sau
Hình 6 7: Biều đồ bao moment phương X (COMBBAO MAX)
Hình 6 8: Biều đồ bao moment phương Y (COMBBAO MAX)
Vi tri M kN.m As mm 2 Thép chọn As chọn mm 2
Bảng 6 16: Kết quả thép đài móng M1
Moment dương của đài nhỏ nên đặt cấu tạo d14a200
6.3.2 Thiết kế móng lõi thang
6.3.2.1 Sức chịu tải cọc tính từ đáy đài lõi thang
(hạ 1.5m xử lý hố bích)
Sực chịu tải theo cơ lý đất nền
Lớp đất Tên lớp đất
Chiều sâu trung bình zi (m) Độ sệt
Cỡ hạt (Đất cát) fi (kN/m²) γcf ×fi×Li (kN)
Bảng 6 17: Xác định thành phần kháng của đất trên thành cọc
Sức chịu tải của cọc theo chỉ tiêu cơ lý đất nền
Sực chịu tải theo cường độ đất nền
Chiều sâu trung bình zi (m) σbt kN/m² σbt (zi) kN/m² cu kN/m² ca =c φ fi =
Bảng 6 18: Xác định thành phần kháng của đất trên thành cọc
Sức chịu tải của cọc theo chỉ tiêu cường độ đất nền
Sức chịu tải cọctheo kết quả SPT sử dụng công thức Nhật Bản 1988
Bề dày lớp phân tố
Bảng 6 19: Xác định sức chịu tải cọc theo kết quả SPT
Chiều sâu mũi cọc nằm tại vị trí Zm ' m nội suy t a được R 3 c,u 3230.48 kN/m 2
Sức chịu tải của cọc (Theo mục 7.1.11, TCVN 10304 – 2014 ) o c,u c,d n k
(Do số lượng cọc dưới móng lõi thang lớn; lớn hơn 21 cọc nên k = 1.4)
Gán các vách của lõi thang chung 1 Pier, xuất từ ETABS ta được kết quả sau :
Bảng 6 20: Nội lực của vách
Story Load FX FY FZ MX MY MZ
BASE COMB10 MAX -32.64 -99.56 7184.90 67.65 -9.72 0.02 BASE COMB10 MIN -72.51 -118.21 4466.43 48.14 -45.38 -0.02 BASE COMB11 MAX -44.84 -101.87 7773.41 86.14 -21.89 0.07 BASE COMB11 MIN -60.31 -115.91 3877.92 29.65 -33.22 -0.07 BASE COMB12 MAX -45.60 -124.98 7664.95 81.16 -16.60 0.02 BASE COMB12 MIN -85.47 -143.63 4946.49 61.65 -52.26 -0.02
Bảng 6 21: Phản lực chân cột C4
6.3.2.1 Xác định số lượng cọc và bố trí
Do khoảng cách lõi thang và cột C4 gần nhau nên bố trí chung 1 đài móng và số cọc chung
Tổng lực tác dụng xuống móng : tt LT C4
Sơ bộ xác định số cọc như sau : coc tt c,d
Kiểm tra phản lực đầu cọc đơn max c,d
Sức chịu tải của nhóm cọc
Công thức hiệu ứng nhóm theo Converse Labarre
Ta có : c,d tt n N 0.64 72 2305 106214 kN N 88734 8253.47 2 105240.94 kN
Vậy cọc đủ khả năng chịu lực
6.3.2.2 Kiểm tra ứng suất nền dưới mũi cọc
Diện tích đáy khối móng qui ước qu 0
Theo 4.6.9, TCVN 9362 – 2012, áp lực tính toán tác dụng lên đất nền
Tương tự giống như mục 6.3.1.3 b = 16.9 m : bề rộng móng qui ước
II II II II tc
Trọng lượng khối móng qui ước
Khối lượng đất trong khối móng qui ước d qu i i
Trọng lượng cọc : Wc nc bt p cA L 72 25 0.16 21.4 6163.2 kN
Trọng lượng của đài móng : dW bt d dh A 25 2 13 14.5 10764 kN
Trọng lượng đất bị cọc chiếm chỗ : dc c p i i
Trọng lượng đất bị đài chiếm chỗ : dd d i i
Trọng lượng sàn tầng hầm h bt h h
Trọng lượng khối móng qui ước qu d c d h dc dd
Dưới khối móng qui ước ( tương tự mục 6.3.1.3)
Tải trọng qui về đáy khối móng qui ước z tt tc tc d qu
tt tt tc tc X 3 xd x
tt tt tc tc Y 2 yd y
Moment chống uốn của khối móng qui ước
Ứng suất dưới đáy khối móng qui ước tương tự mục 6.3.1.3)
max tc min tc tb
COMB1 165034.4 1709.1 16166.6 890.2 985.0 542.1 502.3 522.2 COMB2 149131.0 905.3 13817.4 890.2 985.0 488.3 455.4 471.9 COMB3 150502.7 834.2 40442.5 890.2 985.0 522.5 429.9 476.2 COMB4 149420.3 28343.5 13531.9 890.2 985.0 516.8 428.8 472.8 COMB5 150213.5 26697.7 13300.5 890.2 985.0 517.4 433.3 475.3 COMB6 162895.4 1657.1 8779.8 890.2 985.0 527.0 503.9 515.4 COMB7 164129.9 1593.2 40215.2 890.2 985.0 566.1 472.6 519.3 COMB8 163155.7 26351.5 15995.7 890.2 985.0 561.0 471.5 516.3 COMB9 163869.5 23266.9 15787.5 890.2 985.0 559.9 477.2 518.5 COMB10 MAX 151519.6 24181.6 62578.2 890.2 985.0 574.3 384.6 479.4 COMB10 MIN 148114.2 22600.0 89175.3 890.2 985.0 591.8 345.5 468.7 COMB11 MAX 151077.1 78667.6 9651.4 890.2 985.0 568.8 387.3 478.0 COMB11 MIN 148556.7 77043.6 36184.2 890.2 985.0 588.9 351.2 470.1 COMB12 MAX 156084.8 24433.4 61800.1 890.2 985.0 588.1 399.7 493.9
max tc min tc tb
COMB12 MIN 152679.5 22372.1 90000.4 890.2 985.0 606.9 359.3 483.1 COMB13 MAX 155642.4 78919.4 8873.3 890.2 985.0 582.6 402.4 492.5 COMB13 MIN 153121.9 76815.7 37009.3 890.2 985.0 604.1 365.0 484.5
Bảng 6 22: Ứng suất dưới đáy móng lõi thang Điều kiện nền ổn định : tc 2 2 max II tc 2 2 tb II tc 2 min
Vậy nền đáy khối móng qui ước thỏa điều kiện ổn định
6.3.2.4 Kiểm tra độ lún khối móng qui ước Áp lực bản thân đất nền của đáy khối móng qui ước bt
Ứng suất gây lún của khối móng qui ước tc qu tc tb qu qu
kN/m 2 gl tc bt bt o
Chia lớp đất dưới khối móng qui ước thành nhiều lớp có chiều dày hi = 3m Tính toán ứng suất gây lún phải đảm bảo điều kiện ≥ bt 5 gl, do lớp 5 là lớp đất tốt, với công thức tính là: bt = bt i (zi - zi-1) hi.
: ứng suất gây lún tại đáy lớp thứ i bt(i 1) bt(i)
K0 : tra bảng phụ thuộc vào tỉ số qu qu
Tính lún theo công thức : n i 1 i i 1 n 1i 2i i
Điều kiện : S < Sgh , Sgh = 10cm (theo phụ lục E, TCVN 10304 – 2014)
Bảng 6 23: Độ lún móng lõi thang
Vậy móng thỏa điều kiện chịu lún
Hình 6 9: Hình ảnh xuyên thủng móng lõi thang
(tính với diện tích xuyên thủng hạn chế, góc xuyên đến mép cọc gần nhất)
P R U h 1.2 10 75.6990828kN xt xt xt xt 2 m 0 d d t t 0
Số cọc nằm ngoài vùng xuyên thủng là 42 cọc xt max
P 89173kN P 90828kN Chiều cao đài thỏa điều kiện xuyên thủng
6.3.2.6 Tính cốt thép đài móng
Hình 6 10: Moment phương X đài móng lõi thang
Hình 6 11: Moment phương Y đài móng lõi thang Thép đài lõi thang theo phương X (tính như cấu kiện chịu uốn)
Vi tri M kN.m As mm 2 Thép chọn As chọn mm 2
Bảng 6 24: Kết quả thép đài móng lõi thang phương X Thép đài lõi thang theo phương Y (tính như cấu kiện chịu uốn)
Vi tri M kN.m As mm 2 Thép chọn As chọn mm 2
Bảng 6 25: Kết quả thép đài móng lõi thang phương Y
6.3.3 Thiết kế các móng còn lại
Tính toán móng còn lại tương tự như mục 6.3.1 đối với các móng cột, còn các móng vách tính tương tự như mục 6.3.2
Hình 6 12 : Hình ảnh móng M2 Thép đài lõi thang theo phương X (tính như cấu kiện chịu uốn)
Vi tri M kN.m As mm 2 Thép chọn As chọn mm 2
Bảng 6 26: Kết quả thép đài móng M5 phương X Thép đài lõi thang theo phương Y (tính như cấu kiện chịu uốn)
Vi tri M kN.m As mm 2 Thép chọn As chọn mm 2
Bảng 6 27: Kết quả thép đài móng M5 phương Y
