So sánh các phương án thiết kế thi công tầng hầm và sàn cho công trình chung cư katsutoshi grand house đà nẵng

So sánh các phương án thiết kế thi công tầng hầm và sàn cho công trình chung cư katsutoshi grand house đà nẵng So sánh các phương án thiết kế thi công tầng hầm và sàn cho công trình chung cư katsutoshi grand house đà nẵng luận văn tốt nghiệp thạc sĩ

Tính cấp thiết đầu tư xây dựng công trình

Việt Nam đang phát triển mạnh mẽ với sự gia tăng xây dựng nhà cao tầng, đặc biệt là ở Đà Nẵng - một trong những thành phố đáng sống nhất Việt Nam Đà Nẵng là trung tâm kinh tế lớn của khu vực miền Trung-Tây Nguyên, nổi bật với nền công nghiệp và dịch vụ phát triển Thành phố này sở hữu nhiều yếu tố thuận lợi như thiên nhiên phong phú với núi, sông Hàn thơ mộng, biển xanh cát trắng, cùng các cảng biển và cảng hàng không quốc tế Điểm đến nổi tiếng khi du lịch Đà Nẵng bao gồm khu du lịch Bà Nà và các bãi biển xinh đẹp.

Đà Nẵng là điểm đến hấp dẫn với những địa danh nổi bật như Mỹ Khê, suối khoáng nóng Núi Thần Tài, và Chùa Linh Ứng trên bán đảo Sơn Trà Thành phố còn nổi tiếng với khu vui chơi giải trí trong nhà Asia Park, lớn nhất châu Á Ngoài ra, Đà Nẵng sở hữu nhiều thắng cảnh tuyệt đẹp như đèo Hải Vân, rừng nguyên sinh ở bán đảo Sơn Trà và Ngũ Hành Sơn Đặc biệt, Đà Nẵng được bao quanh bởi ba di sản văn hóa thế giới là Huế, Hội An, Mỹ Sơn, cùng với Vườn Quốc Gia Phong Nha – Kẻ Bàng ở xa hơn.

Đà Nẵng đang ngày càng thu hút dân cư và khách du lịch trong và ngoài nước nhờ vào sự phát triển mạnh mẽ của ngành du lịch Điều này đặt ra nhu cầu cấp thiết về chỗ lưu trú, đặc biệt là các khu nghỉ dưỡng cao cấp Để đáp ứng nhu cầu này, nhiều căn hộ khách sạn đang được xây dựng, trong đó có dự án “Chung cư Katsutoshi Grand House” do Công ty Cổ phần Hải Vân Thành Đạt làm chủ đầu tư và Công ty VINACONEX 25 là nhà thầu thi công chính.

Dự án "Chung cư Katsutoshi Grand House" hứa hẹn sẽ đóng góp tích cực cho sự phát triển thương mại và dịch vụ tại Đà Nẵng, nhờ vào vị trí đắc địa đối diện Công viên Biển Đông và gần bãi tắm Phạm Văn Đồng Với mặt tiền ven biển thơ mộng, dự án này không chỉ là điểm nhấn kiến trúc của thành phố mà còn thu hút du khách và nhà đầu tư.

Thông tin chung

Tên công trình: “Chung cư Katsutoshi Grand House”

Vị trí công trình: Chung cư Katsutoshi Grand House Đà Nẵng tọa lạc tại vị trí

- Phía Bắc : giáp đường Lý Tự Trọng;

- Phía Nam : giáp công trình;

- Phía Đông : giáp đường Nguyễn Thị Minh Khai;

- Phía Tây : giáp công trình

Chung cư Katsutoshi Grand House tọa lạc tại vị trí đắc địa, sở hữu thiết kế hiện đại và nhiều tiện ích như gym, spa, hồ bơi, nhà hàng và hội nghị Dự án hứa hẹn mang đến cho khách hàng trải nghiệm nghỉ dưỡng chất lượng cao với chi phí hợp lý, lý tưởng cho những kỳ nghỉ và công tác tại thành phố biển Đà Nẵng, nổi tiếng với những bãi biển đẹp nhất Việt Nam.

Điều kiện khí hậu, địa hình, đia chất và thủy văn

Khí hậu

Dự án tọa lạc tại Thành phố Đà Nẵng, miền Trung Việt Nam, trong vùng Nam Trung Bộ với khí hậu nhiệt đới gió mùa, đặc trưng bởi nhiệt độ cao và ít biến động.

Khí hậu Đà Nẵng là sự giao thoa giữa khí hậu miền Bắc và miền Nam, chủ yếu mang đặc trưng khí hậu nhiệt đới Nơi đây có hai mùa rõ rệt: mùa khô từ tháng 1 đến tháng 7 và mùa mưa từ tháng 8 đến tháng 12 Thời gian từ tháng 2 đến tháng 8, Đà Nẵng trải qua thời tiết nóng hơn do ảnh hưởng của gió phơn, nhưng ít mưa và bão Ngược lại, từ tháng 9 đến tháng 1 là mùa mưa, với nguy cơ bão cao nhất từ tháng 10 đến tháng 12 Thời gian từ tháng 1 đến tháng 4, khí hậu mát mẻ và không có bão, tạo điều kiện thuận lợi cho du lịch.

Nhiệt độ trung bình hàng năm đạt khoảng 25,8°C, với mức cao nhất vào tháng 6, 7, 8 là 28-30°C và thấp nhất vào tháng 12, 1, 2 từ 18-23°C Độ ẩm không khí trung bình là 83,4%, cao nhất vào tháng 10, 11 từ 85,67% - 87,67% và thấp nhất vào tháng 6, 7 từ 76,67% - 77,33% Lượng mưa trung bình hàng năm đạt 2.504,57 mm, với lượng mưa cao nhất rơi vào các tháng trong năm.

10, 11, trung bình 550-1.000 mm/tháng; thấp nhất vào các tháng 2, 3, 4, trung bình 28–50 mm/tháng

Số giờ nắng bình quân hàng năm đạt 2.156,2 giờ, với thời gian nắng nhiều nhất vào tháng 5 và 6, trung bình từ 234 đến 277 giờ mỗi tháng Ngược lại, tháng 11 và 12 có số giờ nắng ít nhất, chỉ từ 69 đến 165 giờ mỗi tháng.

Địa hình

Đà Nẵng có địa hình đa dạng với đồng bằng và núi, trong đó vùng núi cao tập trung ở phía Tây và Tây Bắc, tạo nên nhiều dãy núi chạy ra biển Khu vực đồng bằng ven biển là vùng đất thấp, chịu ảnh hưởng của biển và có độ mặn cao, nơi tập trung nhiều cơ sở nông nghiệp, công nghiệp, dịch vụ, quân sự, đất ở và các khu chức năng Địa hình xây dựng chủ yếu nằm trong khu vực đồng bằng ven biển, với đặc điểm là đất thấp và tương đối bằng phẳng.

Thủy văn

Thành phố Đà Nẵng sở hữu một mạng lưới sông ngòi phong phú với dòng chảy phức tạp Các sông ngắn và dốc này chủ yếu bắt nguồn từ phía tây, tây bắc và tỉnh Quảng Nam.

Thành phố có hai sông chính là sông Hàn dài khoảng 204 km với diện tích lưu vực 5.180 km² và sông Cu Đê dài khoảng 38 km với lưu vực 426 km² Ngoài ra, còn có nhiều sông khác như sông Yên, sông Chu Bái, sông Vĩnh Điện, sông Túy Loan, và sông Phú Lộc Các sông trong khu vực đều trải qua hai mùa: mùa cạn từ tháng 1 đến tháng 8 và mùa lũ từ tháng 9 đến tháng 12.

Vùng biển Đà Nẵng có chế độ thủy triều bán nhật triều không đều, với hầu hết các ngày trong tháng có hai lần nước lên và hai lần nước xuống Độ lớn triều tại Đà Nẵng dao động khoảng trên dưới 1 m.

Nước ngầm tại Đà Nẵng có sự đa dạng đáng kể, với các khu vực tiềm năng như nguồn nước ngầm ở tệp đá vôi Hoà Hải – Hoà Quý, nằm ở độ sâu 50–60 m Khu Khánh Hoà cũng cung cấp nguồn nước ở độ sâu từ 30–90 m, trong khi các khu vực khác hiện đang trong quá trình thăm dò.

Địa chất

Theo báo cáo địa chất do chủ đầu tư cung cấp cho khu vực xây dựng khách sạn Liberty Central Đà Nẵng, chỉ có một số thông số cơ bản về các lớp đất đá được thể hiện.

- Lớp số 1a : Nền bê tông xi măng + Cát mịn lẫn dăm gạch vụn

- Lớp số 1 : Cát mịn, chặt vừa

- Lớp số 2 : Cát bụi, rời

- Lớp số 3 : Cát mịn, chặt vừa

- Lớp số 4 : Sét, dẻo mềm

- Lớp số 5 : Cát mịn, chặt vừa đến chặt

- Lớp số 6 : Á sét, dẻo mềm

- Thấu kính TK: Cát mịn, chặt vừa đến chặt

- Lớp số 7 : Á sét, dẻo cứng

- Lớp số 8 : Cát thô vừa, chặt vừa đến chặt

- Lớp số 9 : Á sét, dẻo cứng đến cứng

- Lớp số 10 : Đá phiến, phong hóa mạnh

KẾ SÀN NEVO

Mô tả

Hộp cốp pha NEVO là một loại cốp pha nhựa polypropylene tái chế, được thiết kế để tối ưu hóa vật liệu và cấu trúc hình học của sàn thông qua việc tạo lỗ rỗng bên trong Việc này không chỉ giúp giảm khối lượng vật liệu bê tông mà còn tăng cường khả năng chịu uốn của sàn.

Sàn hộp NEVO (hoặc tương đương) sử dụng có cấu tạo:

Tổng chiều dày là 30cm, chèn bên trong là các lỗ rỗng có kích thước cơ bản là

160cm × 52cm × 52cm Lớp bê tông dưới dày 7cm, lớp bê tông trên 7cm

Cấu hình của sàn thể hiện ở hình dưới

Mặt bằng bố trí hộp theo hai phương được thể hiện sau đây

Hình 2.1 - Cấu tạo của sàn

Hình 2.2 - Mặt bằng xếp hộp Nevo

Tải trọng tác dụng lên sàn

+ Tải trọng bản thân sàn BTCT: chương trình Etabs 17 tự xác định với hệ số n= 1.1 + Tải trọng các lớp kĩ thuật:

(kg/m 2 ) n Tải trọng tính toán (kg/m 2 )

Trần+ Hệ thống kỹ thuật 30 1.2 36

Loại tường Số cửa Trọng lượng riêng

Tải gán vào dầm ảo ta lấy trung bình tường 200, lấy xấp xỉ 10 (kN/m)

Tải gán vào dầm biên lấy tường 100, vì chiều cao các tầng có sự thay đổi nên để an toàn ta lấy xấp xỉ 7 (kN/m)

Các vị trí tường còn lại ta gán tải tường 100 với giá trị xấp xỉ 4 (kN/m)

Chức năng phòng ptc (daN/m 2 ) n ptt (daN/m 2 )

2.2.3 Tải trọng gió (TCVN 2737-1995) Đơn vị sử dụng:

Công thức tính giá trị tính toán thành phần tĩnh của tải trọng gió W ở độ cao z:

Tải trọng gió quy về lực tập trung lên từng tầng:

• Theo phương Ox: WT=W.Lx.htầng

• Theo phương Oy: WT=W.Ly.htầng

• Wo là giá trị Tiêu chuẩn áp lực gió tĩnh, tại thành phố Đà Nẵng, vùng II-B có

Hệ số k phản ánh sự thay đổi áp lực gió theo độ cao và dạng địa hình, được xác định theo bảng 5 Tại khu vực Đà Nẵng, hệ số k được tra cứu dựa trên loại địa hình dạng B.

• c là hệ số khí động lấy theo bảng 6: cđẩy= 0.8, chút=0.6

•  là hệ số độ tin cậy của tải trọng gió, lấy bằng 1.2

• Lx,Ly: kích thước cạnh dài, cạnh ngắn công trình: Lx$.8 m, Ly= 38 m

Cốt mặt móng công trình: -8.5 m

Kết quả tính toán thành phần tĩnh của gió xem các bảng B1 và B2 - Phụ lục B

2.2.3.2 Thành phần động của gió

Giá trị tiêu chuẩn thành phần động của tải trọng gió, bao gồm xung và lực quán tính tác động lên phần thứ j của công trình, được xác định thông qua công thức cho dạng dao động thứ i.

• Mj : khối lượng tập trung của phần công trình thứ j (T)

• ξi: hệ số động lực ứng với dạng dao động thứ i, không thứ nguyên, phụ thuộc vào thông số εi và độ giảm loga của dao động

• yji – dịch chuyển ngang tỉ đối của trọng tâm phần công trình thứ j ứng với dạng dao động thứ riêng thứ i, không thứ nguyên

• ψi: hệ số được xác định bằng cách chia công trình thành n phần, trong phạm vi mỗi phần tải trọng gió có thể coi như không đổi

Hệ số ψi được xác định theo công thức: 1

WFj là giá trị tiêu chuẩn của thành phần động do tải gió tác động lên phần thứ j của công trình, phản ánh các dạng dao động khác nhau và tính đến ảnh hưởng của xung vận tốc gió Giá trị này có đơn vị là lực và được xác định theo một công thức cụ thể.

• Wj là giá trị tiêu chuẩn thành phần tĩnh của áp lực gió, tác dụng lên phần thứ j của công trình

• ζj : là hệ số áp lực động của tải trọng gió, ở độ cao z ứng với phần thứ j của công trình, không thứ nguyên và được cho trong bảng 3 Trang 8 TCXD 229 : 1999

• ν : hệ số tương quan không gian áp lực động của tải trọng gió ứng với các dạng dao động khác nhau của công trình, xác định theo bảng 4 TCXD 229 : 1999

• Sj : diện tích đón gió của phần j của công trình, m2 ; Sj = Dj x Hj

• Dj , Hj : bề rộng và chiều cao của mặt đón gió ứng với phần thứ j

Thành phần động của tải trọng gió do xung vận tốc gây ra có giá trị

Hệ số tin cậy đối với tải trọng gió được xác định là ɣ = 1,2 Hệ số điều chỉnh tải trọng gió theo thời gian sử dụng giả định của công trình, được xác định theo bảng 6 TCVN 229-1999, được lấy bằng 1.

Giá trị giới hạn của tần số riêng là fL = 1,3 Đối với các dạng dao động có tần số lớn hơn fL, có thể bỏ qua trong quá trình tính toán Do đó, chỉ cần tính toán hai dạng dao động ở cả hai phương X và Y.

Kết quả tính toán thành phần động của gió xem chi tiết ở các bảng B3 – B9 Phụ lục B Tải trọng gió

Tải trọng động đất được xác định theo TCVN 9386-2012

2.2.4.1 Số liệu ban đầu Đỉnh gia tốc nền tham chiếu của khu vực là: 0.1006

Hệ số tầm quan trọng của công trình: 1

Công trình được xây dựng trên nền đất loại B

Gia tốc nền được xác định là 0.986886 m/s² Để áp dụng phương pháp phổ phản ứng, cần xem xét tất cả các dạng dao động có ảnh hưởng đáng kể đến phản ứng tổng thể của công trình Điều này được thực hiện khi thỏa mãn hai điều kiện: Thứ nhất, tất cả các dạng dao động có trọng lượng hữu hiệu lớn hơn 5% tổng trọng lượng phải được xem xét Thứ hai, tổng trọng lượng hữu hiệu của các dạng dao động được xem xét phải chiếm ít nhất 90% tổng trọng lượng của kết cấu.

2.2.4.2 Đặc điểm kết cấu công trình

Hệ kết cấu công trình theo phương đang xét: hệ khung hỗn hợp nhiều tấng nhiều nhịp Cấp dẻo thiết kế: Trung bình

Mặt đứng công trình: đều đặn

Mặt bằng công trình: không đồng đều

2.2.4.3 Hệ số ứng xử của kết cấu công trình

Với hệ kết cấu công trình nêu trên, hệ số ứng xử đối với các tác động động đất theo phương ngang đang xét là: q = qo.Ku  1.5

Giá trị cơ bản của hệ số qo cho hệ có sự đều đặn theo mặt đứng là: 3.6

2.2.4.4 Xác định khối lượng tham gia dao động

Theo mục 3.2.4 – TCVN 375-2006 thì khối lượng tham gia dao động được xác định theo công thức sau: M = TT + ψE.HT

Trong đó: ψE : Hệ số tổ hợp tải trọng được xác định theo mục 4.2.4 TCVN 375-2006 ψE = φ ψ 2

Tra bảng 3.4 TCVN 375-2006 với công trình nhà ở văn phòng ψ 2=0,3

Tra bảng 4.2 TCVN 375-2006 với các phòng sử dụng đồng thời φ=0,8

Suy ra: M = TT + 0,3.0,8HT = TT + 0,24 HT

2.2.4.5 Xác định khối lượng hữu hiệu tham gia dao động

Wx,j là khối lượng hữu hiệu của công trình theo phương X, ở dạng dao động thứ i Tương tự cho phương Y

Xi,j: Giá trị chuyển vị theo phương X trên mặt mặt tại tầng thứ j dạng dao động thứ i

Wj Khối lượng tập trung tại tầng thứ j của công trình

Giá trị chuyển vị tại các mức tầng và khối lượng hữu hiệu của các dạng dao động được trình bày chi tiết trong các bảng từ C1 đến C4 ở phụ lục C, liên quan đến tải trọng động đất.

2.2.4.1 Tính toán lực động đất tác dụng lên công trình

Vì chu kì T1 > 2s nên ta tính toán giá trị động đất theo phương pháp phổ phản ứng dạng dao động đàn hồi

Lực cắt đáy tại chân công trình theo phương X ứng với dạng dao động thứ i, xác định theo công thức

Trong đó SD(Ti) giá trị tng độ phổ thiết kế tại chu kì Ti

Wx,j khối lượng hữu hiệu tham gia dao động, xác định ở mục c)

Phổ thiết kế được tính như sau: g

SD(T) : phổ thiết kế trong phân tích đàn hồi

TB giới hạn dưới của chu kì, ứng với đoạn nằm ngang của phổ phản ứng gia tốc

TC giới hạn trên của chu kì ứng với đoạn nằm ngang của phổ phản ứng gia tốc

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

Bảng 0.1 Giá trị giới hạn phổ thiết kế

Loại nền đất S TB (s) TC (s) TD (s)

Tải trọng động đất theo phương X

Xem chi tiết ở bảng C5 và C6 – Phục lục C Tải trọng động đất

Tải trọng động đất theo phương Y

Xem chi tiết ở bảng C7 và C8 – Phụ lục C Tải trọng động đất

Các trường hợp tải trọng được khai báo tên trong phần mềm Etabs như sau:

• HT – hoạt tải thiết kế

• GTX – gió tĩnh theo chiều dương trục X

• GTXX – gió tĩnh theo ngược chiều dương trục X

• GTY – gió tĩnh theo chiều dương trục Y

• GTYY – gió tĩnh theo ngược chiều phương trục Y

• GDX1 – gió động theo chiều dương trục X mode 1

• GDXX1 – gió động theo ngược chiều phương trục X mode 1

• GDX2 – gió động theo chiều dương trục X mode 2

• GDXX2 – gió động theo ngược chiều phương trục X mode 2

• GDY1 – gió động theo chiều dương trục Y mode 1

• GDYY1 – gió động theo ngược chiều phương trục Y mode 1

• GDY2 – gió động theo chiều dương trục Y mode 2

• GDYY2 – gió động theo ngược chiều phương trục Y mode 2

• DDX1 – động đất theo chiều dương trục X mode 1

• DDXX1 – động đất theo ngược chiều dương trục X mode 1

• DDX2 – động đất theo chiều dương trục X mode 2

• DDXX2 – động đất theo ngược chiều dương trục X mode 2

• DDY1 – động đất theo chiều dương trục Y mode 1

• DDYY1 – động đất theo ngược chiều dương trục Y mode 1

• DDY2 – động đất theo chiều dương trục Y mode 2

• DDYY2 – động đất theo ngược chiều dương trục Y mode 2

• BAO: ENVE (TH1, TH2, TH3, TH4, TH5, TH6, TH7, TH8, TH9, TH10, TH11,TH12, TH13)

Tính toán nội lực sàn được thực hiện bằng phần mềm Phần tử hữu hạn, cụ thể là Etabs 2017 và Safe v12 Hai phần mềm này cho phép mô hình hóa sàn hộp NEVO (hoặc tương đương) theo nhiều cách khác nhau.

Sàn NEVO là một hệ thống gồm các dầm chữ I được xếp liền nhau, với khoảng cách giữa các dầm bằng khoảng cách giữa hai tâm hộp và được sắp xếp theo phương trực giao.

Sàn NEVO là một loại sàn đặc tương đương, có tính chất chịu lực tương tự như sàn rỗng Điều này có nghĩa là dưới cùng một tác động của lực, độ chuyển vị và biến dạng của sàn rỗng và sàn đặc là giống nhau.

Trong dự án này, sàn rỗng NEVO (hoặc tương đương) được mô tả theo cách thứ hai, coi như một sàn đặc tương đương

Thông số điều chỉnh độ cứng của sàn đặc để đạt hiệu quả tương đương với sàn rỗng được tính toán và công bố trong phần mềm Safe.

26 Hình 2.3 - Thông số thay đổi độ cứng của sàn đặc tương đương

Hình 2.4 - Mô hình tầng điển hình trong phần mềm Safe

2.2.7 Tính toán sàn điển hình tầng 5

2.2.7.1 Thép sàn chịu momen dương

- Bê tông: + Cấp độ bền:

- Cốt thép (xem tính toán chi tiết)

3 Kích thước hình học:

- Chiều dày hộp: hu (cm) = 16

- Lớp bê tông dưới hộp: tb (cm) = 7

- Lớp bê tông trên hộp: tt (cm) = 7

- Chiều dày sàn: hs (cm) = 30

- Khoảng cách sườn: Ls (cm) = 62

- Lớp bê tông bảo vệ: a (cm) = 1.5

- Lưới thép phân bố đều dưới X: D10a200

- Lưới thép phân bố đều dưới Y: D10a200

28 Hình 2.5 - Sơ đồ tiết diện tính toán

2.2.7.1.1 Nội lực tính toán, kiểm tra

- Nội lực đơn vị trên một dải bản trong sơ đồ tính:

2.2.7.1.2 Kiểm tra cốt thép dưới giữa nhịp phương X (M11)

Khả năng chịu lực tiết diện với nhóm cốt thép 1:

N1 F1 As1 Nhóm Rs1 H01 Mu1 trên I

(mm) (cm2) (MPa) (cm) (Tm) (Tm)

Khả năng chịu lực tiết diện với tổng nhóm cốt thép 1 và 2:

N2 F2 As2 Nhóm Rs2 Ho2 Mu1 tren I

(mm) (cm2) (MPa) (cm) (Tm) (Tm)

Trong đó: Mui = Asi.Rsi.(h0i - x /2) ; với x là chiều cao vùng nén bê tông, xác định như sau: x = (As1.Rs1 + As2.Rs2) / (Ls.Rb) = 1.5 cm (< tt )

Khả năng chịu uốn (mô men duong) của tấm sàn trên 0.62m:

Mu = Mu1 + Mu2 =6.27 Tm > Mb =5.25 Tm

Kết luận: tiết diện giữa nhịp đảm bảo khả năng chịu lực

2.2.7.1.3 Kiểm tra cốt thép dưới giữa nhịp phương Y (M22)

Khả năng chịu lực tiết diện với nhóm cốt thép 1: n1 F1 As1 Nhóm Rs1 ho1 Mu1 trên I Mu1trên

(mm) (cm2) (MPa) (cm) (Tm) (Tm)

Khả năng chịu lực tiết diện với tổng nhóm cốt thép 1 và 2: n2 F2 As2 Nhóm Rs2 ho2 Mu tren I Mu trên 1m

(Dầm I Nevo) (mm) (cm2) (MPa) (cm) (Tm) (Tm)

Trong đó: Mui = Asi.Rsi.(hoi - x /2) ; với x là chiều cao vùng nén bê tông, xác định như sau: x = (As1.Rs1 + As2.Rs2) / (Ls.Rb) = 1.5 cm (< tt )

Khả năng chịu uốn (mô men duong) của tấm sàn trên 0.62m:

Mu = Mu1 + Mu2 =6.26 Tm > Mb =6.19 Tm

Kết luận: tiết diện giữa nhịp đảm bảo khả năng chịu lực

2.2.7.2 Thép sàn chịu momen âm

- Cốt thép (xem tính toán chi tiết)

Kích thước hình học:

- Chiều dày nấm mũ cột: hs (cm) = 30

- Bề rộng dải mũ cột bmc (cm) = 100

- Lớp bê tông bảo vệ: a (cm) = 1.5

- Lưới thép phân bố đều trên X: D10a200

- Lưới thép phân bố đều trên Y: D10a200

2.2.7.2.1 Sơ đồ tiết diện tính toán

Hình 2.8 – Sơ đồ tiết diện tính toán Nội lực đơn vị trên một dải bản trong sơ đồ tính:

2.2.7.2.2 Kiểm tra cốt thép trên mũ cột phương X (M11)

Khả năng chịu lực tiết diện với cốt thép nhóm 1:

Khả năng chịu lực tiết diện với cốt thép nhóm 1 và nhóm 2: n2 F2 As2 Nhóm Rs2 ho2 Mu2trên

(Dầm đặc 1m) (mm) (cm2) (MPa) (cm) (Tm) (Tm)

Trong dó: Mui = Asi.Rsi.(hoi - x /2) ; với x là chiều cao vùng nén bê tông, xác định như sau: x = (SAs1.Rs1 + SAs2.Rs2) / (bmc.Rb) = 13.62 cm

Khả năng chịu uốn (mô men âm) của tấm sàn trên 1m:

Mu = Mu1 + Mu2 = 30.01 Tm > Mb = 26.8 Tm

Kết luận: tiết diện giữa nhịp đảm bảo khả năng chịu lực

2.2.7.2.3 Kiểm tra cốt thép trên mũ cột phương Y (M22)

Khả năng chịu lực tiết diện với cốt thép nhóm 1:

Khả năng chịu lực tiết diện với cốt thép nhóm 1 và nhóm 2: n2 F2 As2 Nhóm Rs2 ho2 Mu2trên

(mm) (cm2) (MPa) (cm) (Tm) (Tm)

Để tính toán, công thức Mui = Asi.Rsi.(hoi - x /2) được sử dụng, trong đó x là chiều cao vùng nén bê tông, xác định bằng x = (SAs1.Rs1 + SAs2.Rs2) / (bmc.Rb) với giá trị x là 13.62 cm Thông số n1 F1 As1 Nhóm Rs1 ho1 Mu1 trên 1m cũng cần được xem xét trong quá trình tính toán.

(Dầm đặc 1m) (mm) (cm2) (MPa) (cm) (Tm)

5 10 3.9 AIII 365 28 3.04 n1 F1 As1 Nhóm Rs1 ho1 Mu1trên 1m

(Dầm đặc 1m) (mm) (cm2) (MPa) (cm) (Tm)

Khả năng chịu uốn (mô men âm) của tấm sàn trên 1m:

Mu = Mu1 + Mu2 = 30.01 Tm > Mb = 29.1 Tm

Kết luận: tiết diện giữa nhịp đảm bảo khả năng chịu lực

2.2.7.3 Kiểm tra khả năng chọc thủng

Cột có kích thuớc là 80 × 90 cm, chiều dày sàn là 30cm, xung quanh cột không có lỗ kỹ thuật

Hình 2.11 - Hình dạng tháp chọc thủng

Hình 2.12 - Lực chọc thủng đầu cột

Tính toán chọc thủng theo điều kiện:

Trong đó: F= 1630 kN xuất từ Safe

Do 𝐹 𝑏 < F nên phải tính cốt thép tham gia chịu chọc thủng cho liên kết với

Fs w được tính bằng tổng của Rs w nhân với As w, trong đó n là số thanh thép ngang tham gia chống chọc thủng trong phạm vi tháp chọc thủng, với Rs w là 175MPa Giá trị Fs w không được nhỏ hơn 0.5𝐹 𝑏.

Ta có: F-𝐹 𝑏 30-1518.71.3 kN < 0.5𝐹 𝑏 = 759.35 kN Lấy Fs w= 759.35 kN Diện tích cốt thép tính toán chịu chọc thủng cho liên kết:

𝑅 𝑠𝑤 = 4339 𝑚𝑚 2 Chọn 40ϕ12a110 bố trí cho liên kết

Diện tích cốt thép bố trí chịu thủng cho liên kết: 𝐴 𝑏𝑡 𝑠𝑤 = 4523 𝑚𝑚 2

2.2.7.4 Kiểm tra sàn chịu cắt

Giá trị lực cắt lớn nhất trong sàn xuất ra từ Safe: Q= 45.8 kN

Hình 2.13 - Lực cắt trong dải strip

Lực cắt của bê tông:

Ta thấy 𝑄 𝑏 e kN > QE.8 kN nên bê tông đủ khả năng chịu cắt trong sàn

Ta bố trí cốt đai 1 nhánh ϕ6s1000 cấu tạo cho toàn sàn

Chuyển vị giới hạn của sàn: [d] = 8400mm / 250 = 33.6mm

Chuyển vị do tải trọng tiêu chuẩn sinh ra là 7.9 mm

Hình 2.14 - Chuyển vị của sàn chịu tải tiêu chuẩn

Giá trị chuyển vị dài hạn có xét dến từ biến của bê tông được lấy kinh nghiệm bằng 3 lần giá trị chuyển vị đàn hồi

Do đó: Chuyển vị lớn nhất có xét dến từ biến của bê tông: d = 23.7mm < [d] Ðạt yêu cầu.

TÍNH TOÁN SÀN ỨNG ỨNG LỰC TRƯỚC

Giới thiệu chung

3.1.1 Bản chất của bê tông ứng lực trước

Ý tưởng về ứng lực trước (ƯLT) đã xuất hiện từ nhiều thế kỷ trước, đặc biệt trong việc chế tạo thùng rượu Các đai kim loại được sử dụng để bó chặt các thanh gỗ, khi được kéo chặt, tạo ra ứng suất nén trước giữa các thanh gỗ Ứng suất nén này giúp triệt tiêu ứng suất kéo vòng tác động lên thành thùng khi chứa chất lỏng, ngăn ngừa hiện tượng nứt tách Trước khi đưa vào sử dụng, cả đai kim loại và các thanh gỗ đều đã trải qua quá trình ƯLT.

Hình 3.1 - Nguyên tắc ứng lực trước áp dụng cho việc chế tạo thùng rượu

Trong cấu kiện bê tông ứng lực trước (ƯLT), cốt thép được kéo căng để tạo ra lực nén trước, gắn chặt vào bê tông qua lực dính hoặc neo Tính đàn hồi của cốt thép giúp tạo ra ứng suất nén trước trong bê tông, làm giảm ứng suất kéo do tải trọng sử dụng, từ đó tăng cường khả năng chịu kéo và hạn chế sự phát triển của vết nứt ƯLT là quá trình tạo ra các ứng suất tạm thời nhằm tối ưu hóa hiệu suất của vật liệu trong các điều kiện sử dụng khác nhau Trước khi chịu tải trọng, cốt thép đã được căng trước và bê tông đã được nén trước.

Hình 3.2 - Dầm betong ứng lực trước

Trong cấu kiện bê tông cốt thép (BTCT) thông thường, các khe nứt đầu tiên xuất hiện khi ứng suất trong cốt thép chịu kéo đạt khoảng 200 đến 300 kG/cm² Sử dụng thép cường độ cao có thể làm ứng suất trong cốt thép tăng lên đến 10.000-12.000 kG/cm², dẫn đến khe nứt lớn vượt quá giới hạn cho phép Tuy nhiên, trong bê tông ứng lực trước (ƯLT), việc kiểm soát sự xuất hiện khe nứt bằng lực căng trước cho phép sử dụng cốt thép cường độ cao Điều này không chỉ giúp giảm kích thước tiết diện và trọng lượng của cấu kiện mà còn tăng khả năng chịu ứng suất tập trung ở vùng neo Bê tông ƯLT đã trở thành sự kết hợp lý tưởng giữa hai vật liệu hiện đại có cường độ cao.

3.1.2 Ưu điểm và ứng dụng của betong ứng lực trước

Betong ULT có những ưu điểm lớn so với các dạng kết cấu xây dựng khác như betong cốt thép và thép như sau:

Cấu kiện bê tông ULT có khả năng chịu uốn vượt trội hơn so với cấu kiện bê tông cốt thép (BTCT) có cùng kích thước chiều dày, nhờ vào độ cứng cao hơn Điều này giúp giảm thiểu độ võng và biến dạng dưới tác dụng của tải trọng làm việc.

Việc áp dụng betong và thép cường độ cao trong cấu kiện betong ULT giúp giảm trọng lượng và kích thước của cấu kiện so với BTCT, từ đó giảm tải trọng thiết kế và chi phí cho móng.

Sử dụng betong ULT giúp tiết kiệm từ 15-30% khối lượng betong và 60-80% khối lượng cốt thép so với cấu kiện betong cốt thép truyền thống Mặc dù chi phí cho betong cường độ cao, thép cường độ cao, neo và các thiết bị khác có thể tăng, nhưng đối với các cấu kiện nhịp lớn, việc áp dụng betong ULT vẫn mang lại tính kinh tế hơn so với sử dụng BTCT và thép.

Cấu kiện bê tông ULT sở hữu khả năng chịu lực cắt vượt trội nhờ vào tác dụng của ứng suất nén trước, giúp giảm thiểu ứng suất kéo chính Việc áp dụng cáp uốn cong, đặc biệt trong các cấu kiện có nhịp lớn, sẽ góp phần giảm lực cắt tại tiết diện gối tựa.

Betong ULT có đặc điểm vượt trội so với các vật liệu khác, cho phép ứng dụng hiệu quả trong các kết cấu chịu tải trọng động Loại vật liệu này thích hợp cho xây dựng nhà dân dụng, cầu vượt giao thông, cầu nhịp lớn, tháp truyền hình, cọc và cừ.

Lựa chọn phương pháp tính nội lực

Hiện nay, có nhiều phương pháp thiết kế sàn không dầm, trong đó hai phương pháp phổ biến nhất là thiết kế trực tiếp và khung tương đương.

Hai phương pháp thiết kế trực tiếp và khung tương đương có nhiều hạn chế khi áp dụng cho các mặt bằng phức tạp, đặc biệt là khi có vách cứng Tuy nhiên, nhờ sự phát triển của các phần mềm kỹ thuật, việc tính toán nội lực cho các kết cấu phức tạp đã trở nên dễ dàng và đáng tin cậy hơn Điều quan trọng là phải kiểm soát chặt chẽ dữ liệu đầu vào và đầu ra khi sử dụng những phần mềm này.

Việc tính toán momen sau khi bố trí cáp trong bản sàn được thực hiện bằng phần mềm SAFE 12.1, sử dụng phương pháp phần tử hữu hạn Phần mềm này tích hợp các giá trị trên bề rộng dải để xác định momen, từ đó cung cấp dữ liệu cần thiết cho các bước kiểm tra tiếp theo.

Quy đổi cường độ vật liệu

Cường độ đặc trưng fc’ theo ACI 318-02 được xác định từ cường độ thí nghiệm mẫu lăng trụ 6x12 inch với xác suất đảm bảo 95% Trong khi đó, theo TCXDVN 356:2005, cường độ đặc trưng (cấp độ bền) được xác định từ cường độ thí nghiệm mẫu lập phương 15x15x15 cm cũng với xác suất đảm bảo 95%.

Theo phần A3 của phụ lục A, TCXDVN 356:2005 (thay thế bởi TC 5774-2012) cường độ mẫu lăng trụ quy đổi từ cường độ đặc trưng mẫu lập phương qua công thức

𝑅 𝑏 = 𝑓 𝑐 ′ (0,77 − 0,001 𝑓 𝑐 ′ ) (1) Trong đồ án này, em đề xuất sử dụng bê tông cấp độ bền B30 cho sàn, có: RbMPa

Cường độ thép trong ACI 318-02 là giới hạn chảy trong thí nghiệm kéo thép , trong tiêu chuẩn Việt Nam, giá trị tương ứng là Rs,ser

Sàn sử dụng thép gân với đường kính 𝜙 ≥ 10 loại AIII có Rs= 365MPa, cho giá trị fy là 83 MPa Vật liệu cáp ứng lực trước phổ biến hiện nay là loại 7 sợi bện lại, có đường kính 12,7mm Lý do chọn đường kính này là do tiêu chuẩn ACI 318-02 quy định khoảng cách tối đa của cáp là 8 lần chiều dày sàn, với ứng suất nén trung bình tối thiểu là 0,85MPa Cáp 12,7mm đáp ứng được cả hai tiêu chí này, giúp tiết kiệm số lượng cáp cần sử dụng Ngoài ra, loại cáp này cũng dễ thi công với thiết bị cầm tay.

Trong đồ án này, tôi sử dụng cáp ƯLT bám dính ASTM 416-270 với đường kính 7mm, được sắp xếp thành từng bó từ 3-5 tao cáp trong ống gen dẹp bằng tôn gợn sóng Sau đó, vữa sẽ được bơm vào để tạo sự dính kết giữa cáp và bê tông.

Ngoài ra cần phải lựa chọn một số vật liệu để phục vụ cho ứng lực trước gồm có:

Kích thước của các ống gen cho các bó cáp loại 5 tao là 20x90mm, loại 4 tao là

20x70mm và loại 3 tao là 20x60mm

- Đầu neo sống dùng neo của hãng OVM loại bm13-nP

- Đầu neo chết dùng neo của hãng OVM loại bm13-nP

Vữa lấy đầy ống gen là loại vữa có tính linh động cao, không bị ngót theo tiêu chuẩn ACI 530 Theo tiêu chuẩn nghiệm thu, sau khi đông cứng, vữa này cần đạt cường độ tối thiểu 35MPa.

Bảng 3.3 - Một số đặc tính của cáp

ASTM A416 hoặc Grade 270 Đường kính danh định mm 12.9 12.7 15.7 15.2

Diện tích danh định mm 2 100 98.7 150 140

Khối lượng danh định kg/m 0.785 0.775 1.18 1.1

Cường độ chịu cắt Mpa 1580 1670 1500 1670

Cường độ chịu kéo Mpa 1860 1860 1770 1860

Tải trọng phá hoại nhỏ nhất kN 186 183.7 265 260.7

Mô đun đàn hồi Gpa 190 Độ dãn dài % Lớn nhất 2.5

Xác định tải trọng

Tầng điển hình (tầng 5) được sử dụng làm căn hộ, với sự phân bố các tường và lỗ tại phòng vệ sinh cùng với tường của ô kỹ thuật ở một số vách Để đơn giản hóa quá trình tính toán và dễ dàng mô hình hóa sàn trong phần mềm Safe, trong đồ án này, tôi sẽ phân bổ đều tải trọng từ tường, lớp lót và giá trị hoạt tải lên toàn bộ sàn.

Bảng 3.4 - Diện tích ô sàn tầng điển hình

(m) Ô sàn Loại sàn Diện tích

S3 Sảnh thang máy, hành lang 173.18

- Hoạt tải tác dụng lên các sàn chức năng lấy theo tiêu chuẩn 2737-1995 Với việc tính toán có kể đến hệ số giảm tải như sau:

- Đối với các phòng khách ở, ngủ, bếp, phòng làm việc có diện tích A>A1=9m 2 (với A là diện tích chịu tải (m 2 ) hoạt tải được nhân với hệ số giảm tải:

- Đối với các loại phòng khác có diện tích A>A26(m 2 ) cho phép nhân với hệ số giảm tải:

Bảng 3.5 - Hoạt tải tính toán sàn kể đến hệ số giảm tải

HTTT kể đến hệ số giảm tải (kN/m 2 )

Tổng hoạt tải phân bố đều trên sàn (kN/m 2 ) 7.128

Tổng hoạt tải phân bố đều trên tổng diện tích sàn (kN/m 2 ) 1.78

Bảng 3.6 - Tải trọng sàn với chiều dày sàn d%0mm

Tải trọng tiêu chuẩn (kg/m 2 ) n

Tải trọng tính toán (kg/m 2 )

4 Trần+ Hệ thống kỹ thuật 30 1

Vậy ta có được các giá trị tĩnh tải sau:

- Trọng lượng bản thân các lớp sàn: 6.25kN/m 2

- Trọng lượng các lớp lót, gạch lát: 1.47kN/m 2

- Trọng lượng tường xây trên sàn: 1.1kN/m 2

- Tĩnh tải tiêu chuẩn tổng cộng: WD = 6.25+2.57 = 8.82 kN/m 2

- Hoạt tải tiêu chuẩn: WL = 1.78 kN/m 2

- Tải trọng tiêu chuẩn toàn phần: WW =8.82+1.78= 10.6 kN/m 2 Định nghĩa và khai báo trong SAFE

- Trọng lượng bản thân sàn DEAD do máy tự tính

- Trọng lượng các lớp lót, gạch lát: HOAN THIEN = 1.47 kN/m 2

- Trọng lượng tường xây trên sàn: TUONG = 1.1 kN/m 2

- Hoạt tải tiêu chuẩn: LIVE = 1.78 kN/m 2

3.4.2 Tải trọng cân bằng do cáp

Coi như ứng lực trước là yếu tố cân bằng với tải trọng tác dụng lên cấu kiện bê tông trong quá trình sử dụng, giúp đơn giản hóa việc tính toán và phân tích Cáp ứng lực trước được thay thế bằng các lực tương đương tác động vào bê tông, tạo ra tải trọng ngược chiều với tĩnh tải, từ đó cân bằng một phần tĩnh tải và giảm độ võng của sàn.

Theo tiêu chuẩn ACI 318-02, quy định tải trọng cân bằng được lấy bằng: Wb=(0,8- 1)*TLBT tiêu chuẩn sàn Trong đồ án này, em xin chọn:

Xác định ứng lực trước và tổn hao ứng suất

3.5.1 Xác định lực ứng lực trước Ứng suất căng ban đầu: 𝑓 𝑝𝑖 ≤ 0,8 𝑓 𝑝𝑢 = 0,8.1860 = 1488𝑀𝑃𝑎

Lực ứng lực trước ban đầu: 𝐹 0 = 𝐴 𝑠 𝑓 𝑝𝑖 = 1395.98, 71.10 −3 = 137.7𝑀𝑃𝑎

3.5.2 Tổn hao ứng suất lúc căng cáp Để đơn giản, ta bỏ qua biến dạng đàn hồi của betong (sẽ không có tổn hao ứng suất này nếu tất cả các sợi thép được căng đồng thời), các tổn hao phụ thuộc vào thời gian được kể đến trong phần tổn hao ứng suất dài hạn a) Hao ứng suất do ma sát

- Tổn hao ứng suất do ma sát: mức độ hao ứng suất do ma sát là 0,25% trên 1m dài ( đối với thép có độ trùng ứng suất nhỏ )

- Do cáp căng từ 1 phía nên hao ứng suất trung bình = 0.25/2 = 0.125%/ 1m dài b) Hao ứng suất do biến dạng neo

- Theo tiêu chuẩn ACI 318-02, biến dạng neo cho phép: ∆𝑎 = 6 (𝑚𝑚)

- Tổn hao ứng suất do biến dạng neo:

- 𝛥𝑎=6mm độ tụt neo đối với đầu neo sống, đầu neo chết xem như bằng 0

- L: chiều dài cốt thép căng

- Như vậy ta có công thức xác định tổn hao ứng suất lúc căng là:

33,6 = 92,52𝑀𝑃𝑎 Ứng suất trung bình trong cáp còn lại: 𝑓 𝑝 = 1395 − 92,52 = 1302,48𝑀𝑃𝑎

21 = 90,9𝑀𝑃𝑎 Ứng suất trung bình trong cáp còn lại: 𝑓 𝑝 = 1395 − 90,9 = 1304,1𝑀𝑃𝑎

Ta cần phải tính thêm cho một số cáp bị cắt ngắn tại các vị trí đi qua lõi thang máy và thang bộ:

16,8 = 97,15𝑀𝑃𝑎 3.5.3 Tổn hao ứng suất dài hạn

Tổn hao phụ thuộc vào thời gian bao gồm các yếu tố chính như tổn hao ứng suất do co ngót của bê tông, tổn hao do sự chùng ứng suất trong thép, và tổn hao do từ biến của bê tông.

Việc tính toán tổn hao ứng suất trong thiết kế cấu kiện bê tông ULT khá phức tạp và phụ thuộc vào nhiều yếu tố Năm 1958, ACI-ASCE 423 đã đưa ra các ước tính tổng quát cho tổn hao ứng suất, trong đó xác định tổn hao ứng suất trên sàn bê tông là 240MPa Đến năm 1975, giá trị này được điều chỉnh với hai đề xuất mới: 220MPa theo tiêu chuẩn ASSHTO và 210MPa theo tiêu chuẩn PTI.

- Để đơn giản, trong đồ án này ta lấy tổn hao ứng suất dài hạn là 220MPa

- Vậy ứng suất hiệu quả của cáp là:

Theo phương Y: 𝑓 𝑝𝑒 = 𝑓 𝑝 − 220 = 1304,1 − 220 = 1084,1𝑀𝑃𝑎 Định nghĩa trong SAFE:

- Tải trọng cáp lúc truyền lực: PT-TRANFER (chỉ kể tổn hao ứng suất do ma sát và biến dạng neo)

- Tải trọng cáp lúc công trình đưa vào sử dụng: PT-FINAL (kể đến tất cả hao tổn ứng suất)

Xác định hình dạng, số lượng và bố trí cáp

3.6.1 Xác định độ lệch tâm, độ võng lớn nhất của cáp

- Chiều dày lớp betong bảo vệ: 20mm

- Chiều dày 2 lớp thép thường lấy trung bình: 30mm

- ống nhựa sử dụng cho bó cáp 4 sợi có kích thước (20x71)mm ( theo tài liệu VSL)

Do nhịp biên phương X (8,4m) lớn hơn nhịp biên phương Y (7m), cách tối ưu là đặt cáp theo phương X ở dưới và cáp theo phương Y ở trên Điều này giúp đảm bảo độ võng tối đa của cáp nhịp biên theo phương X lớn hơn độ võng tối đa của cáp nhịp biên theo phương Y.

• Độ lệch tâm lớn nhất tại đầu cột

• Độ lệch tâm lớn nhất tại giữa nhịp

• Độ võng lớn nhất của dạng cáp tại nhịp biên𝑓 𝑦 𝑏max = 𝑒 𝑦 𝑛 + 𝑒 𝑦 𝑐

• Độ võng lớn nhất của dạng cáp tại nhịp giữa𝑓 𝑦 𝑔max = 𝑒 𝑦 𝑛 + 𝑒 𝑦 𝑐 = 65 + 45 = 110𝑚𝑚

Hình 3.7 - Bố trí cáp phương Y với độ võng lớn nhất

• Độ lệch tâm lớn nhất tại đầu cột

• Độ lệch tâm lớn nhất tại giữa nhịp

• Độ võng lớn nhất của dạng cáp tại nhịp biên𝑓 𝑥 𝑏max = 𝑒 𝑥 𝑛 + 𝑒 𝑥 𝑐

• Độ võng lớn nhất của dạng cáp tại nhịp giữa𝑓 𝑦 𝑔max = 𝑒 𝑥 𝑛 + 𝑒 𝑥 𝑐 = 65 + 45 = 110𝑚𝑚

Hình 3.8 - Bố trí cáp phương X với độ võng lớn nhất

3.6.2 Xác định hình dạng cáp ứng lực trước

- Công trình có độ dài các nhịp biên ≥ độ dài các nhịp giữa Trong khi f bmax < f gmax nên quy trình tính toán để xác định dạng cáp sẽ là:

- Tại biên cho f b = f bmax tính được lực ứng trước yêu cầu cân bằng với W0

- Từ F ta được f g tại các nhịp giữa với việc cho Wb không đổi trên các nhịp

1082.48 CSX1 3.5 87.5 8.4 8.4 504.00 88 1082.48 CSX2 6.15 87.5 8.4 8.4 504.00 88 1082.48 CSX3 7 87.5 8.4 8.4 504.00 88 1082.48 CSX4 4.35 87.5 8.4 8.4 504.00 88 1084.1 CSY1 4.2 77.5 8.7 5.3 610.40 29 1084.1 CSY2 8.4 77.5 8.7 5.3 610.40 29 1084.1 CSY3 8.4 77.5 8.7 5.3 610.40 29 1084.1 CSY4 8.4 77.5 8.7 5.3 610.40 29 1084.1 CSY5 4.2 77.5 8.7 5.3 610.40 29

Bảng 3.9 – Tính độ lệch tâm cáp trên các dải

Từ các thông số f b , f g và các giá trị độ lệch tâm tại các gối ta khai báo hình dạng cáp vào mô hình Safe như các hình bên dưới

Hình 3.10 – khai báo cáp phương Y span 1

47 Hình 3.11 – khai báo cáp phương Y span 2

Hình 3.12 – khai báo cáp phương Y span 3

Hình 3.13 – hình dạng cáp phương Y

Hình 3.14 – khai báo cáp phương X span 1

Hình 3.15 – khai báo cáp phương X span 2,3

Hình 3.16 – khai báo cáp phương X span 4

Hình 3.17 – hình dạng cáp phương X

Sau khi hoàn tất khai báo, chúng ta sử dụng Safe để xuất bảng Tendons-Discretized Points, nhằm tính toán bảng 1.6.12 – Độ lệch tâm cáp Bảng này sẽ hỗ trợ trong việc bố trí cáp và nội suy các giá trị e tại bất kỳ vị trí nào trong dải, phục vụ cho các bước kiểm tra tiếp theo.

Bảng 3.18 – Độ lệch tâm cáp

3.6.3 Xác định số lượng và bố trí cáp ứng lực trước trên các dải

Lực căng hiệu quả 1 cáp: N 1 cap = f pe * A cap

N1bo: lực căng hiệu quả 1 bó: N1bo=4*N1cap

Số lượng bó cáp yêu cầu: 2

Với L2: bề rộng dải (xem hình 1.6.13, hình 1.6.14)

- 65-75% cho dải trên cột, khoảng cách giữa các cáp max=4hb00mm

- 35-25% cho dải giữa nhịp, khoảng cách giữa các cáp max=6hb00mm

Bảng 3.21 – Xác định số cáp trên các dải

Kiểm tra ứng suất trong betong

Công thức xác định ứng suất trong betong trên các dải:

- A: diện tích tiết diện ngang của dải

- W: momen chống uốn tiết diện ngang của dải

- P: lực căng trước của tổng số cáp trên dải

- M: momen trên dải tại mặt cắt đang xét do SAFE xuất ra

Trong phương pháp giải tích M, momen được xác định bao gồm momen sàn tính toán qua phương pháp khung tương đương hoặc phương pháp phân phối trực tiếp, cùng với momen phát sinh từ độ lệch tâm cáp.

Momen được phân chia cho các dải trên cột và dải giữa nhịp theo tỷ lệ cụ thể: 75% momen âm được phân bổ cho các dải cột, trong khi 25% còn lại được chia đều giữa hai nửa dải giữa, với mỗi nửa nhận 12.5% Đối với momen dương, 60% được gán cho dải cột và 40% còn lại được phân chia, trong đó 20% được gán cho một nửa dải giữa Như vậy, các dải nhận momen khác nhau tùy thuộc vào loại momen.

Trong quá trình kiểm tra ứng suất, dải cột nhận momen cao hơn dải giữa nhịp, do đó cần thực hiện kiểm tra chi tiết hơn cho dải cột Cụ thể, dải cột trên mỗi nhịp sẽ được kiểm tra tại 3 mặt cắt ở 2 vị trí mép gối và vị trí có momen cực đại, trong khi dải giữa nhịp sẽ kiểm tra ứng suất tại 2 mặt cắt có momen tối đa và tối thiểu Kích thước của các dải được mô tả trong hình 1.7.1 và 1.7.2 Cuối cùng, cần thực hiện kiểm tra ứng suất trong bê tông cho các dải đã được chia.

Trong giai đoạn buông thép, khi chưa có sàn và cột-vách ở phía trên, cần tính toán mô hình sàn chỉ với cột-vách ở phía dưới, như thể hiện trong hình 1.7.3.

Hình 3.25 – Mô hình lúc buông cáp

- Do trọng lượng bản thân sàn

- Do lực căng cáp (chỉ kể hao tổn do ma sát và biến dạng neo)

Hình 3.26 – Khai báo tổ hợp lực lúc buông cáp cho Safe

Hình 3.27 – Momen trên các dải của tổ hợp CANGCAP, đơn vị kNm

58 f ’ ci: Cường độ chịu nén betong lúc căng cáp Lấy bằng 80% cường độ chịu nén của betong Ta có: f ’ ci = 0.8f ’ c = 0.8x22.75= 18.2 Mpa

Theo tiêu chuẩn ACI mục 18.4.1: ft: ứng suất kéo lớn nhất cho phép của betong lúc căng cáp

𝑓 𝑡 = 0.25√𝑓 𝑐 ′ = 0.25√22.75 = 1.2𝑀𝑃𝑎 fci: ứng suất nén lớn nhất cho phép của betong lúc căng cáp

Trong giai đoạn buông thép, ứng suất chủ yếu do lực căng cáp gây ra là ứng suất nén, vì momen còn nhỏ Do đó, chỉ cần kiểm tra điều kiện ứng suất nén, cụ thể là: α ≤ f ci.

Việc tính toán kiểm tra được thực hiện tại mặt cắt có momen gây nguy hiểm nhất

Momen có giá trị tuyệt đối lớn nhất trên dải được xác định sau khi lọc kết quả từ Safe Tiếp theo, chúng ta tiến hành kiểm tra ứng suất nén cho các dải, như được trình bày trong bảng 1.7.6.

Kiểm tra ứng suất bê tông với combo BUONGCAP

W f p n P σ Kiểm tra m kN-m m m2 m3 MPa bó kN MPa

CSX1 0.00 -47.80 1.75 0.44 0.0182 1302.5 2 1319.953 -5.64 OK CSX2 0.00 -106.71 3.075 0.77 0.0320 1302.5 4 2639.905 -6.77 OK CSX3 8.40 -145.66 3.5 0.88 0.0365 1302.5 4 2639.905 -7.01 OK CSX4 8.40 -115.65 3.5 0.88 0.0365 1302.5 5 3299.882 -6.94 OK CSX5 8.40 -120.18 3.175 0.79 0.0331 1302.5 4 2639.905 -6.96 OK CSX6 16.80 -83.54 2.175 0.54 0.0227 1302.5 3 1979.929 -7.33 OK CSX7 8.40 -134.76 2.725 0.68 0.0284 1302.5 4 2639.905 -8.62 OK CSY1 7.00 47.32 2.1 0.53 0.0219 1304.1 4 2643.189 -7.20 OK

Bảng 3.28 trình bày kết quả kiểm tra ứng suất nén cho các dải Các mẫu CSY2, CSY3, MSX1, MSX2, MSX3, MSX4, MSX5, MSY1, MSY2, MSY3 và MSY4 đều đạt yêu cầu, trong khi CSY4 và CSY5 không đạt tiêu chuẩn Các thông số như giá trị ứng suất, hệ số an toàn và các chỉ số kỹ thuật khác được ghi nhận rõ ràng, cho thấy hiệu suất và tính ổn định của từng dải Việc phân tích kết quả này rất quan trọng trong việc đánh giá khả năng chịu lực và độ bền của vật liệu trong các ứng dụng thực tế.

Hình 3.29 – Mô hình giai đoạn sử dụng Xét tải trọng:

Tĩnh tải tiêu chuẩn tổng cộng

Do lực căng cáp hiệu quả

Hình 3.30– khai báo tổ hợp giai đoạn sử dụng cho SAFE

Theo tiêu chuẩn ACI mục 18.9.3, trong giai đoạn sử dụng, ứng suất kéo của bê tông tại mặt cột không được vượt quá 0.5√𝑓𝑐′, tương đương với 2.38 MPa Hình 3.31 thể hiện momen tổ hợp SUDUNG, đơn vị kNm.

Theo mục 18.9.3.3 ACI, nếu không thỏa mãn điều kiện, cần đặt diện tích thép tối thiểu tại vùng momen âm đầu cột là Amin = 0.00075hL, bố trí trong khoảng c2 + 2h, với khoảng cách không lớn hơn 305mm và không nhỏ hơn 4 thanh Ứng suất kéo bê tông tại giữa nhịp không được vượt quá 0.17√𝑓𝑐′ = 0.8MPa.

Nếu khong thỏa cần đặt thêm thép thường: min

Thế vào (*) ta có công thức tính thép cuối cùng là

Theo tiêu chuẩn ACI mục 18.4.2:

- Ứng suất nén cho phép khi xét tải dài hạn là 0.45𝑓 𝑐 ′ = 10.24𝑀𝑃𝑎

- Ứng suất nén cho phép khi xét tổng tải trọng là 0.6𝑓 𝑐 ′ = 13.65𝑀𝑃𝑎

Biểu đồ momen hình 1.7.9 cho thấy momen phân bố đơn giản, do đó không cần kiểm tra tính toán trên tất cả các mặt cắt do SAFE cung cấp Chúng ta sẽ tiến hành lọc các số liệu được xuất ra từ SAFE.

Đối với dải cột, cần giữ lại các giá trị momen âm tại mép cột (vách) và giá trị momen dương tối đa trên các nhịp Việc tính toán và kiểm tra cho các giá trị này được trình bày trong bảng 1.7.11.

Đối với dải giữa, cần giữ lại giá trị momen âm nhỏ nhất tại vị trí giao với dải cột và giá trị momen dương lớn nhất tại giữa nhịp Các giá trị này được kiểm tra và tính toán, như thể hiện trong bảng 1.7.12.

Kiểm tra ứng suất kéo bê tông với combo SUDUNG

Nhịp Station L 2 P M A W σ min σ max Kiểm m m kN kNm m2 m3 MPa MPa tra

Dữ liệu từ CSX1 cho thấy các chỉ số ở nhiều thời điểm khác nhau, với các giá trị như -75.57, 30.58, và -69.82 cho các khoảng thời gian 0.45, 3.95 và 7.95 giây Các giá trị này tiếp tục biến đổi với các chỉ số như -63.38 và 23.76 ở các thời điểm 8.85 và 12.85 giây Tương tự, CSX2 ghi nhận những thay đổi đáng kể với các giá trị như -157.03 và 65.45 tại 0.45 và 3.95 giây Các thông số này cho thấy sự dao động trong hiệu suất, với các chỉ số ổn định và không ổn định được ghi nhận trong quá trình theo dõi.

Dữ liệu CSX cho thấy các thông số quan trọng như CSX2, CSX3, CSX4 và CSX5 với các giá trị tương ứng về áp suất, nhiệt độ và hiệu suất CSX2 có các giá trị từ 12.35 đến 16.35 với hiệu suất ổn định CSX3 cho thấy sự biến đổi trong các chỉ số, đặc biệt là tại các điểm 7.95 và 16.35 CSX4 ghi nhận các chỉ số từ 0.45 đến 16.80, với hiệu suất tốt nhất ở 3.84 Cuối cùng, CSX5 cho thấy sự ổn định với các giá trị từ 0.20 đến 16.80, mặc dù có sự biến động nhỏ trong các chỉ số Tất cả các dữ liệu đều được ghi nhận là "OK", cho thấy tính khả thi trong các ứng dụng thực tế.

Dữ liệu CSX6 cho thấy các thông số như sau: CSX6 1 có giá trị 0.45, 3.84 và 8.20 với các kết quả khác nhau, tất cả đều đạt yêu cầu CSX6 2 ghi nhận các giá trị 10.80, 12.20 và 13.60, với các chỉ số ổn định Trong khi đó, CSX7 1 và CSX7 2 thể hiện các giá trị từ 0.20 đến 16.35, với nhiều biến động nhưng vẫn trong giới hạn cho phép Cuối cùng, CSY1 và CSY2 cũng có các thông số đáng chú ý, với CSY1 1 và CSY2 1 đạt kết quả tốt Tất cả các dữ liệu này đều cho thấy tính ổn định và đáng tin cậy trong các chỉ số được ghi nhận.

KIỂM TRA KHẢ NĂNG CHỊU LỰC

3.8.1 Quy trình xác định khả năng momen Ứng suất trong thép ứng lực tại trạng thái giới hạn tính theo công thức ACI 18-5 là:

𝐿 2 𝑑 d: khoảng cách từ trọng tâm thép ứng lực đến mép betong chịu nén

2+ |𝑒| e: độ lệch tâm tra cáp tra Bảng 5.6-2

Lực kéo hiệu quả của thép ứng lực trước: 𝐹 = 𝐴 𝑝𝑠 𝑓 𝑝𝑠

Chiều cao khối ứng suất nén: 𝑎 = 𝐹

Khả năng chịu momen là: 𝑀 𝑢 = 𝜙𝐹(𝑑 − 𝑎

Để đảm bảo tiết diện đủ khả năng chịu lực, cần kiểm tra điều kiện Mu ≥ M Nếu không thỏa mãn, cần tính thêm khả năng lực của thép thường đã bố trí, ký hiệu là Ms Nếu tổng Ms + Mu ≥ M, tiết diện được coi là đủ khả năng chịu lực Trong trường hợp vẫn không đạt yêu cầu, cần bố trí thêm thép thường chịu momen với công thức M – (Ms + Mu).

3.8.2 Kiểm tra trường hợp tải trọng cơ bản

- Tĩnh tải tính toán tổng cộng

- Do lực căng cáp hiệu quả

Hình 3.34 - Khai báo tổ hợp tải tính toán cho Safe

Hình 3.35 - Momen tổ hợp TINHTOAN, đơn vị kNm

Biểu đồ momen Hình 1.8-2 cho thấy momen phân bố đơn giản, do đó không cần kiểm tra tất cả các mặt cắt mà SAFE xuất ra Quy trình lọc số liệu momen từ SAFE được thực hiện như sau:

Đối với dải cột, cần giữ lại các giá trị momen âm tại mép cột (vách) và giá trị momen dương tối đa trên các nhịp Việc tính toán và kiểm tra cho các giá trị này được thể hiện trong bảng 1.8.3.

Đối với dải giữa, cần giữ lại giá trị momen âm nhỏ nhất tại vị trí giao với dải cột và giá trị momen dương lớn nhất tại giữa nhịp Các giá trị này được kiểm tra và tính toán, như thể hiện trong bảng 1.8.4.

Kiểm tra ứng suất kéo bê tông với combo TINHTOAN

Nhịp Station L 2 M e d r p f ps F a M u Kiểm m m kNm mm mm MPa kN cm kNm tra

Dữ liệu từ các mẫu CSX cho thấy các thông số quan trọng như CSX1 với các giá trị khác nhau từ 0.45 đến 33.15, thể hiện sự thay đổi trong các yếu tố như áp suất, nhiệt độ và lưu lượng CSX2 cho thấy các giá trị từ 0.45 đến 16.35 với các biến động lớn về áp suất và nhiệt độ, đặc biệt là ở các mức 3.08 và 3.5 Các thông số như hệ số lưu lượng và các giá trị đo lường khác như 1382.4, 1389.2 cho thấy sự ổn định trong các điều kiện thử nghiệm Những dữ liệu này cung cấp cái nhìn sâu sắc về hiệu suất và khả năng hoạt động của các hệ thống khác nhau trong môi trường thử nghiệm.

Dữ liệu từ các mẫu CSX cho thấy nhiều thông số quan trọng CSX3 có các chỉ số như 4.45 và 7.95 với giá trị khác nhau, trong khi CSX4 thể hiện sự biến động với các giá trị như 0.45 và 3.84 CSX5 và CSX6 cũng cho thấy các thông số như 0.2 và 0.45, cho thấy sự ổn định trong các chỉ số Các thông số như tần suất, áp suất và nhiệt độ đều nằm trong các khoảng giá trị nhất định, cho thấy mức độ hiệu suất và khả năng hoạt động của từng mẫu Tất cả các mẫu đều đạt tiêu chuẩn "OK", chứng tỏ tính khả thi trong các ứng dụng thực tế.

Dữ liệu CSX6 và CSX7 cho thấy các thông số như áp suất, nhiệt độ và lưu lượng với các giá trị đa dạng, từ CSX6 với áp suất 2.18 và nhiệt độ 6.4 đến CSX7 có áp suất 2.73 và nhiệt độ dao động từ -208.3 đến 82.0 Trong khi đó, các thông số của CSY1 và CSY2 cũng không kém phần phong phú, với CSY1 có áp suất 2.1 và nhiệt độ từ -135.1 đến 64.7, và CSY2 với áp suất 4.2 có nhiệt độ từ -239.3 đến 93.0 Tất cả các dữ liệu đều đạt tiêu chuẩn "OK", cho thấy tính ổn định và độ tin cậy của hệ thống.

The data analysis for CSY2, CSY3, and CSY4 indicates various performance metrics across multiple tests For CSY2, results show consistent values with notable readings of 19.5, 19.7, and 20.8, while maintaining a steady 4.2 across tests CSY3 presents a range of figures, with significant outputs at 3.2615 and 6.6, reflecting a diverse performance spectrum CSY4 demonstrates variability as well, with key measurements including 11.692 and 13.6, highlighting extremes in performance metrics Overall, the datasets reveal a mix of stable and fluctuating values, contributing to a comprehensive overview of the system's performance.

CSY4 4 21 4.2 -86.0 0 125 0.0101 1381.6 7304 8.99 526.1 OK CSY5 1 0.4 2.1 -104.2 -9 116 0.0109 1381.1 3650 8.99 232.0 OK CSY5 1 3.2615 2.1 40.0 -44 169 0.0074 1384.3 3659 9.01 409.8 OK CSY5 1 6.6 2.1 -90.1 57 182 0.0069 1385.1 3661 9.02 451.6 OK CSY5 2 7.4 2.1 -95.2 48 173 0.0073 1384.5 3660 9.01 422.7 OK CSY5 2 12.175 2.1 40.7 60 185 0.0068 1385.2 3661 9.02 460.4 OK CSY5 2 13.6 2.1 -188.7 23 148 0.0085 1383.0 3656 9.00 339.1 OK CSY5 3 14.4 2.1 -79.0 -8 133 0.0095 1382.1 3653 9.00 289.2 OK CSY5 3 16.85 2.1 24.1 -45 170 0.0074 1384.3 3659 9.01 410.6 OK CSY5 3 19.3 2.1 -81.9 -28 153 0.0082 1383.3 3656 9.00 356.1 OK CSY5 4 21 2.1 -36.6 0 125 0.0101 1381.6 3652 8.99 263.1 OK

Bảng 3.36 - Tinh toán kiểm tra khả năng momen dải cột do cáp ứng lực trước

F a M u Kiểm tra kNm m m mm mm MPa kN cm kNm

MSX1 90.4 29.65 3.5 -64 189 0.0030 1399.5 3699 5.47 539.7 OK MSX1 -70.7 0.49 3.5 -14 111 0.0051 1389.0 3671 5.42 276.5 OK MSX2 74.3 4.45 2.65 -64 189 0.0013 1431.6 3784 7.38 517.7 OK MSX2 -96.6 0.49 2.65 -14 111 0.0022 1407.8 3721 7.26 249.5 OK MSX3 93.8 12.90 3.5 -64 189 0.0030 1399.4 3699 5.47 537.2 OK MSX3 -117.8 0.49 3.5 -14 111 0.0051 1389.0 3671 5.42 276.5 OK MSX4 109.2 3.86 4.35 -43 168 0.0036 1395.1 3687 4.38 483.9 OK MSX4 -246.5 8.20 4.35 -3 128 0.0048 1390.1 3674 4.37 350.3 OK MSX5 69.5 12.85 2.85 55 180 0.0026 1403.6 3710 6.73 489.5 OK MSX5 -116.2 0.20 2.85 -5 120 0.0039 1393.8 3684 6.68 288.0 OK

MSY1 89.2 12.30 4.2 65 190 0.0033 1397.0 3693 4.55 555.9 OK MSY1 -50.5 9.41 4.2 -42 167 0.0038 1394.3 3685 4.54 480.3 OK MSY2 95.6 7.00 4.2 65 190 0.0033 1397.0 3693 4.55 555.9 OK MSY2 -52.1 9.70 4.2 -44 169 0.0037 1394.5 3686 4.54 487.0 OK MSY3 101.8 12.50 4.2 62 187 0.0034 1396.7 3692 4.55 547.4 OK MSY3 -42.5 9.50 4.2 -43 168 0.0037 1394.4 3686 4.54 483.5 OK MSY4 141.6 12.00 4.2 53 178 0.0035 1395.5 3689 4.54 514.0 OK MSY4 -69.9 19.70 4.2 -23 148 0.0043 1391.9 3679 4.53 414.1 OK

Bảng 3.37 - Tính toán kiểm tra khả năng momen dải giữa nhịp

3.9 KIỂM TRA KHẢ NĂNG CHỊU CẮT

Lực gây chọc thủng cho sàn gồm:

- Momen Mt tại trục cột Lấy Mt = max(Mtx – Mty) để tính toán kiểm tra

Vách có chu vi chịu cắt lớn, do đó chỉ cần kiểm tra chịu cắt tại các vị trí cột có phản lực lớn ở ba vị trí trục cột: Y2X3, Y2X4 và YAX4 Các trường hợp tổ hợp tải trọng tương tự như khi kiểm tra điều kiện cường độ.

3.9.1 Công thức tính kiểm tra

- Vn: ứng suất cắt tới hạn của sàn Tiêu chuẩn ACI-ASCE đề xuất công thức tính vn của sàn cho sàn ứng lực trước

- fpc: ứng suất trung bình do cáp gây ra trên diện tích tiết diện betong

- Vu: ứng suất cắt do tải trọng Đối với cột giữa: 𝑣 𝑢 = 𝑉 𝑢

- : hệ số giảm độ bền ( lấy = 0.85)

- bo: chu vi tiết diện chịu cắt của mặt cắt tới hạn Mặt cắt tới hạn lấy tại vị trí d/2 từ mặt cột

- d: khoảng cách từ tâm của thép ULT tới mép chịu nén của cấu kiện nhưng không nên

- v: hệ số phân phối momen cho ứng suất cắt

3.9.2 Xác định các cặp lực cắt và momen

Lực cắt V xác định bằng cách cho Safe xuất ra nội lực tại các gối rồi trừ đi trọng lượng bản thân cột

As cột 2H  1.4p 1.05p Phản lực gối (kN) V(kN) m2 m kN/m3 kN kN TINHTOAN TAI

Để xác định lực cắt và tính toán momen mép cột, chúng ta thực hiện trên các dải cột lớn như CSX3, CSX5, CSY3 và CSY4 Momen tối đa mép cột được tìm dựa vào bảng 1.9-2, cung cấp các giá trị momen mép cột cho các tổ hợp tải trọng khác nhau.

M (kNm) tại mép cột của TỔ HỢP

TT 0GIOX 0GIOY TOHOP1 TOHOP2

Bảng 3.39 - Momen mép cột Tính toán kiểm tra chịu cắt cho sàn với các cặp nội lực (M,V) như sau:

- Cột giữa Y2X3: kiểm tra 2 cặp (298.01 kNm, 687.5 knM) và (250.95 kNm, 893.0 kNm)

- Cột giữa Y2X4: kiểm tra 2 cặp (202.28 kNm, 763.4 knM) và (46.46 knM, 1015.9 kNm)

- Cột giữa YAX4: kiểm tra 2 cặp (202.28 kNm, 726.2 knM) và (46.46 knM, 949.1

- Cột giữa: Đối với cột giữa: Mt = Mm

Mặt cắt tới hạn lấy tại vị trí d/2 từ mặt cột:

Vu Mt vu fpe Aps Ac fpc Fvn Kiểm kN kNm MPa MPa cm 2 cm 2 MPa MPa tra

Bảng 3.40 - Tính toán kiểm tra cắt cột giữa

KIỂM TRA ĐỘ VÕNG BẢN SÀN

3.10.1 Độ võng tức thời Độ võng của sàn được tính với tải trọng tiêu chuẩn:

DOVONG1 do Safe tính với khai báo như Hình 1.10 - 1

Dựa vào Hình 1.10 – 2 ta có chuyển vị tức thời lớn nhất là fmax = 3.1 mm

Hình 3.41 - Khai báo tổ hợp DOVONG1

Hình 3.42 - Độ võng sàn do tổ hợp lực DOVONG 1

3.10.2 Độ võng do tác dụng của tải trọng dài hạn

Giả sử có 30% hoạt tải sử dụng là tải trọng dài hạn

DOVONG2 do Safe tính với khai báo như hình 1.10 – 3

Hình 3.43 - Khai báo tổ hợp DOVONG 2

Hình 3.44 - Độ võng sàn do tổ hợp nội lực DOVONG2 Dựa vào hình 1.10 – 4 ta có f2max = 2.7 mm

Hệ số từ biến toàn phần gần đúng được tính bằng 2, dẫn đến f’2max = 2*f2max = 5.4 mm Độ võng cuối cùng được xác định là f = f1max + f’2max = 3.1 + 5.4 = 8.5 mm Trong khi đó, độ võng giới hạn được tính theo công thức [f] = L/400 = 8400/400 = 21 mm, và giá trị này lớn hơn độ võng thực tế f.

Chương 4 : TÍNH TOÁN CẤU KIỆN CỘT

Hình 4.1 - Mặt bằng kết cấu cột

Sơ bộ tiết diện cột vuông cạnh c theo công thức: b

+ k: hệ số kể đến ảnh hưởng khác của momen uốn, hàm lượng thép, độ mảnh cột Do cột làm việc gần như nén đúng tâm nên chọn k=1.1

+ N: lực nén tính toán sơ bộ N=ms.q.Fs

+ ms: số tầng trên tiết diện đang xét

+ q=2T/m 2 : với công trình có hs≥250mm

+ Fsp.56 m 2 diện tích chịu tải của cột

 A=1,2 m 2 với yêu cầu kiến trúc ta chọn kích thước cột 0.9X0.9 m 2

Vậy tiết diện cột là 900x900 mm 2

Nội lực trong cột (kN-m) được tính toán bằng phương pháp gần đúng, chuyển đổi trường hợp nén lệch tâm xiên thành nén lệch tâm phẳng tương đương để xác định cốt thép.

Cx,Cy: Kích thước tiết diện Cx=Cy0x900 mm

Mx=-1041.9kNm, My=-302.3kNm, N=-13023kN

- Bê tông B30, cốt thép AIII có: Rb = 17MPa, Rs = Rsc = 365MPa

- Tính cốt dọc chịu lực theo lý thuyết tính cốt thép cấu kiện chịu nén lệch tâm xiên

- Điều kiện áp dụng 0.5 ≤ cx/cy= 900/900= 1 ≤ 2  cốt thép bố trí đều theo chu vi

y= l0/ iy= 4600/(0.288x900)= 17.82 < 28 Vậy bỏ qua uốn dọc theo hai phương max= 17.82

Momen tính toán: Mx1= Mx= -1041.9 kNm

- Xét tỉ số: My/cy < Mx/cx nên tính theo phương X

- Giả thiết a=a’= 50mm, tính được h0 = h-a = 850mm, Za = h-a-a’ = 800mm

- Độ lệch tâm ngẫu nhiên ea = eax + 0.2eay = 36 mm với eax=eay=max(l/600;h/30)0 mm

- Tính toán theo trường hợp đặt cốt thép đối xứng: x1= |N|/Rb.b= 13023/(19.5x900)1.2 mm > h0 0mm m0= 0.4

- Độ lệch tâm tĩnh học e1 = M/N = 89.3 mm

- Độ lệch tâm ban đầu e0 = max(e1,ea)= max(89.3;36)= 89.3 mm

= e0/h0 3/850=0.105≤ 0.3  trường hợp lệch tâm rất bé ( xem như đúng tâm)

= 1 hệ số kể đến ảnh hưởng của uốn dọc( phụ thuộc vào độ mảnh)

- Diện tích cốt thép cần thiết: c b b c st sc b

Ast