Đề tài hướng đến việc so sánh các giải pháp thiết kế, thi công tầng hầm và sàn cho công trình Katsutoshi Grand House với mục tiêu: - So sánh giữa thiết kế sàn Nevo của công trình đang th
Tính cấp thiết đầu tư xây dựng công trình
Việt Nam là một đất nước đang phát triển mạnh nhà cao tầng Trong những năm gần đây, loại hình nhà cao tầng được xây dựng ngày càng nhiều Đà Nẵng được biết đến là một trong những thành phố đáng sống nhất Việt Nam, trung tâm kinh tế lớn của khu vực miền Trung-Tây Nguyên, Việt Nam với nền công nghiệp và dịch vụ phát triển Nơi đây hội tụ đầy đủ các yếu tố Thiên Thời - Địa Lợi - Nhân Hoà, có núi, sông Hàn thơ mộng, biển xanh cát trắng, cảng biển và cảng hàng không quốc tế Các điểm tham quan du lịch nổi tiếng khi du lịch Đà Nẵng bao gồm khu du lịch Bà Nà, bãi biển
Mỹ Khê, suối khoáng nóng Núi Thần Tài, Chùa Linh Ứng trên bán đảo Sơn Trà và khu vui chơi giải trí trong nhà Asia Park lớn nhất châu Á Đà Nẵng còn có nhiều thắng cảnh mê hồn như đèo Hải Vân, rừng nguyên sinh ở bán đảo Sơn Trà và Ngũ Hành Sơn Đặc biệt, Đà Nẵng được bao quanh bởi 3 di sản văn hóa thế giới là Huế, Hội An, Mỹ Sơn, và xa hơn nữa là Vườn Quốc Gia Phong Nha – Kẻ Bàng
Với điều kiện giúp du lịch ngày càng phát triển mạnh như trên, Đà Nẵng ngày càng thu hút nhiều dân cư đến để sinh sống và làm việc, đặc biệt là lượng khách du lịch lớn ở trong nước và nước ngoài Vấn đề cấp thiết được đặt ra là phải giải quyết chỗ lưu trú cho du khách trong thành phố, đặc biệt là nơi lưu trú cao cấp Để đáp ứng nhu cầu đó, nhiều căn hộ khách sạn được đầu tư xây dựng hiện nay tại Đà Nẵng Và dự án “Chung cư Katsutoshi Grand House” do Công ty Cổ phần Hải Vân Thành Đạt làm chủ đầu tư, Công ty Công ty VINACONEX 25 làm nhà thầu thi công chính
Dự án là một trong những dự án triển vọng, hứa hẹn sẽ có nhiều đóng góp tích cực trong sự phát triển thương mại, dịch vụ của thành phố Đà Nẵng Đặc biệt, đối diện “Dự án” là Công viên Biển Đông xanh mát, nơi diễn ra các sự kiện lớn của thành phố và cách bãi tắm Phạm Văn Đồng chưa đầy 100m Với mặt tiền ven biển Đông thơ mộng, “Chung cư Katsutoshi Grand House” hứa hẹn sẽ trở thành nét chấm phá đặc sắc của cảnh quan kiến trúc thành phố, đồng thời tạo nên sức hấp dẫn lớn đối với khách du lịch và các 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
Hình 1.1 - Vị trí Chung cư Katsutoshi Grand House Với thiết kế hiện đại cùng nhiều tiện ích hỗ trợ như gym, spa, hồ bơi, nhà hàng, hội nghị… hứa hẹn mang đến cho khách hàng một sản phẩm nghỉ dưỡng chất lượng cao, chi phí phù hợp, cùng cơ hội trải nghiệm tuyệt vời trong những ngày nghĩ dưỡng cũng như công tác tại thành phố biển Đà Nẵng xinh đẹp, một trong những bãi biển đẹp Việt Nam.
Điều kiện khí hậu, địa hình, đia chất và thủy văn
Khí hậu
Dự án thuộc khu vực Thành phố Đà Nẵng thuộc miền trung Việt Nam, vùng đầu trong khu vực Nam Trung Bộ có khí hậu nhiệt đới gió mùa, nhiệt độ cao và ít biến động
Khí hậu Đà Nẵng là nơi chuyển tiếp đan xen giữa khí hậu miền Bắc và miền Nam, với tính trội là khí hậu nhiệt đới ở phía Nam Mỗi năm có 2 mùa rõ rệt: mùa khô từ tháng 1 đến tháng 7 và mùa mưa kéo dài từ tháng 8 đến tháng 12 những đợt rét mùa đông nhưng không đậm và không kéo dài Từ tháng 2 đến tháng 8 hàng năm, khí hậu tại Đà Nẵng nóng hơn (do hiệu ứng gió phơn ở Lào thổi sang) nhưng ít mưa và bão Từ tháng 9 đến tháng 1 hàng năm là mùa mưa, đặc biệt từ tháng 10 đến 12 thường hay có bão đổ bộ khá nguy hiểm Tháng 1 đến tháng 4, không khí ở Đà Nẵng mát mẻ và đồng thời không có bão
Nhiệt độ trung bình hàng năm khoảng 25,8°C; cao nhất vào các tháng 6, 7, 8 trung bình 28-30°C; thấp nhất vào các tháng 12, 1, 2 trung bình 18-23 °C Độ ẩm không khí trung bình là 83,4% Cao nhất là vào tháng 10,11, trung bình từ 85,67% - 87,67%, thấp nhất vào thấp nhất vào các tháng 6,7, trung bình từ 76,67-77,33% Lượng mưa trung bình hàng năm là 2.504,57 mm; lượng mưa cao nhất vào các tháng
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 trong năm là 2.156,2 giờ; nhiều nhất là vào tháng 5,6, trung bình từ 234 đến 277 giờ/tháng; ít nhất là vào tháng 11,12, trung bình từ 69 đến 165 giờ/tháng.
Địa hình
Địa hình thành phố Đà Nẵng vừa có đồng bằng vừa có núi, vùng núi cao và dốc tập trung ở phía Tây và phía Tây Bắc, từ đây có nhiều dãy núi chạy dài ra biển, một số đồi thấp xen kẽ vùng đồng bằng ven biển hẹp Đồng bằng ven biển là vùng đất thấp chịu ảnh hưởng của biển bị nhiễm mặn, là vùng tập trung nhiều cơ sở nông nghiệp, công nghiệp, dịch vụ, quân sự, đất ở và các khu chức năng của thành phố Địa hình khu đất xây dựng nằm ở khu vực đồng bằng ven biển, nhìn chung là vùng đất thấp và tương đối bằng phẳng.
Thủy văn
Thành phố Đà Nẵng có mạng lưới sông ngòi phức tạp, dòng chảy các sông nhìn chung diễn biến khá phức tạp Hệ thống sông ngòi ngắn và dốc, bắt nguồn từ phía tây, tây bắc và tỉnh Quảng Nam
Có hai sông chính là sông Hàn với chiều dài khoảng 204 km, tổng diện tích lưu vực khoảng 5.180 km² và sông Cu Đê với chiều dài khoảng 38 km, lưu vực khoảng 426 km² Ngoài ra, trên địa bàn thành phố còn có các sông khác: sông Yên, sông Chu Bái, sông Vĩnh Điện, sông Túy Loan, sông Phú Lộc, Các sông đều có 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 thuộc chế độ bán nhật triều không đều Hầu hết các ngày trong tháng đều có hai lần nước lên và hai lần nước xuống, độ lớn triều tại Đà Nẵng khoảng trên dưới 1 m
Nước ngầm của vùng Đà Nẵng khá đa dạng, các khu vực có triển vọng khai thác là nguồn nước ngầm tệp đá vôi Hoà Hải – Hoà Quý ở chiều sâu tầng chứa nước 50–60 m; khu Khánh Hoà có nguồn nước ở độ sâu 30–90 m; các khu khác đang được thăm dò.
Địa chất
Theo báo cáo địa chất tại khu vực xây dựng công trình Khách sạn Liberty Central Đà Nẵng do chủ đầu tư cung cấp, chỉ thể hiện một số thông số cơ bản của các lớp đất đá, bao gồm:
- 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 (hoặc tương đương) là một loại cốp pha nhựa bằng polypropylene tái chế được nghiên cứu sử dụng cho sàn để tạo lỗ rỗng phía trong nhằm tối ưu hóa vật liệu và cấu trúc hình học của sàn Việc tạo rỗng có tác dụng làm tăng khả năng chịu uốn của sàn với cùng một khối lượng vật liệu bê tông
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
• k là hệ số kể đến sự thay đôi áp lực gió theo độ cao và dạng địa hình, lấy theo bảng 5, tại khu vực Đà Nẵng, k được tra theo 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 do xung và lực quán tính tác dụng lên phần thứ j ứng với dạng dao động thứ i của công trình được xác định theo công thức
• 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 : giá trị tiêu chuẩn của thành phần động của tải gió tác dụng lên lên phần thứ j của công trình, ứng với các dạng dao động khác nhau khi kể đến ảnh hưởng của xung vận tốc gió, có thứ nguyên là lực, xác định theo công thức:
• 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
Trong đó: ɣ =1,2 hệ số tin cậy đối với tải trọng gió Β hệ số điều chỉnh tải trọng gió theo thời gian sử dụng giả định của công trình, xác định theo bảng 6 TCVN 229-1999 Lấy bằng 1
Giá trị giới hạn của tần số riêng fL=1,3 Với các dạng dao động có tần số lớn hơn fL hco phép bỏ qua khi tính toán Vì thế ta chỉ tính toán 2 dạng dao động ở cả 2 phương X và
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: 0.986886 m/s 2 Để xác định số dạng dao động cần xét trong phương pháp phổ phản ứng ta phải xét đến phản ứng của tất cả các dạng dao động góp phần đáng kể vào phản ứng tổng thể của công trình, điều này thỏa mãn khi thỏa mãn 2 điều kiện sau: Điều kiện 1: tất cả các dạng dao động có trọng lượng hữu hiệu lớn hơn 5% của tổng trọng lượng đều được xét đến Điều kiện 2: tổng các trọng lượng hữu hiệu của các dạng dao động được xét đến 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 các các mức tầng và khối lượng hữu hiệu của các dạng dao động xem chi tiết xem chi tiết ở các bảng từ C1-C4 phụ lục C - 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 trên phần mềm Phần tử hữu hạn (ở đây dùng phần mềm Etabs 2017 và Safe v12) Đối với hai phần mềm này, có thể quan niệm sàn hộp NEVO (hoặc tương đương) theo những cách như sau:
Sàn NEVO (hoặc tương đương) là tập hợp bởi một hệ thống các dầm chữ I xếp liền nhau với khoảng cách bằng khoảng cách giữa hai tâm hộp, trực giao với nhau
Sàn NEVO (hoặc tương đương) là một sàn đặc tương đương Sàn đặc phải có cùng tính chất chịu lực giống như sàn rỗng Có nghĩa là dưới cùng một tác dụng của lực thì chuyển vị/ biến dạng giữa 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 thay đổi độ cứng cần điều chỉnh để sàn đặc tương đương làm việc giống như sàn rỗng được tính toán và khai báo 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)
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 n1 F1 As1 Nhóm Rs1 ho1 Mu1trên 1m
(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 = ∑Rs w As w = nRs w As w trong đó n là số thanh thép ngang tham gia chống chọc thủng (nằm trong phạm vi tháp chọc thủng), Rs w = 175MPa Với Fs w không lấy 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
Có thể nói ý tưởng về ứng lực trước (ƯLT) xuất hiện từ nhiều thế kỉ trước Để chế tạo thùng rượu, người ta sử dụng các đai kim loại bó quanh các thanh gỗ (Hình 1.1-1), khi đai được kéo chặt, các thanh gỗ bị ép chặt vào nhau và tạo ra ứng suất nén trước giữa chúng Ứng suất nén này sẽ làm triệt tiêu ứng suất kéo vòng tác dụng lên thành khi thùng chứa chất lỏng, vì vậy thành thùng rượu sẽ không bị nứt tách Trước khi đưa vào sử dụng, cả đai kim loại và các thanh gỗ đều đã được ƯLT
Hình 3.1 - Nguyên tắc ứng lực trước áp dụng cho việc chế tạo thùng rượu
Trong cấu kiện betong ƯLT, người ta đặt vào một lực nén trước tạo bởi việc kéo cốt thép rồi gắn chặt nó vào betong thông qua lực dính hoặc neo Nhờ tính đàn hồi, cốt thép có xu hướng co lại tạo nên lực nén trước và gây ra ứng suất nén trước trong betong Ứng suất nén này sẽ triệt tiêu hay làm giảm ứng suất kéo do tải trọng sử dụng gây ra, do vậy làm tăng khả năng chịu kéo của betong và hạn chế sự phát triển của vết nứt (Hình 1.1-2) ƯLT chính là việc tạo ra cho kết cấu một cách có chủ ý các ứng suất tạm thời nhằm tăng cường sự làm việc của vật liệu trong các điều kiện sử dụng khác nhau Nói cách khác, trước khi cấu kiện chịu tải trọng sử dụng, cốt thép đã bị căng trước, còn betong đã bị nén trước
Hình 3.2 - Dầm betong ứng lực trước
Trong cấu kiện BTCT thường, những khe nứt đầu tiên ở betong xuất hiện khi ứng suất trong cốt chịu kéo chỉ mới đạt từ 200 đến 300 kG/cm 2 Nếu dùng thép cường độ cao, ứng suất trong cốt thép chịu kéo có thể đạt tới trị số 10000 đến 12000 kG/cm 2 hoặc lớn hơn, điều đó làm xuất hiện các khe nứt lớn, vượt quá giới hạn cho phép Trong betong ƯLT, do có thể khống chế sự xuất hiện khe nứt bằng lực căng trước nên cần thiết và có thể dùng cốt thép cường độ cao Mặt khác, để có thể giảm được kích thước tiết diện và từ đó giảm trọng lượng bản thân của cấu kiện, đồng thời để tăng khả năng chịu ưng suất tập trung ở vùng neo, cần phải sử dụng betong cường độ cao Betong ƯLT đã trở thành một sự kết hợp lí 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 betong ULT có khả năng chịu uốn cao hơn dưới tác dụng của tải trọng làm việc so với cấu kiện BTCT có cùng kích thước chiều dày Do có độ cứng lớn hơn nên có độ võng và biến dạng nhỏ hơn
- Việc sử dụng betong và thép cường độ cao trong cấu kiện betong ULT cho phép cấu kiện có thể mảnh và nhẹ hơn so với cấu kiện BTCT Do có sự giảm tĩnh tải sẽ giảm tải trọng trong thiết kế và chi phí cho móng
- Sử dụng betong ULT có thể tiết kiệm được khoảng 15-30% khối lượng betong và 60- 80% khối lượng cốt thép so với cấu kiện betong cốt thép nhưng lại phải tăng chi phí cho betong cường độ cao, thép cường độ cao, neo và các thiết bị khác Do vậy, đối với cấu kiện nhịp lớn thì sử dụng betong ULT nói chung kinh tế hơn so với cấu kiện BTCT và thép
- Cấu kiện betong ULT có khả năng chịu lực cắt cao hơn, do hiệu quả của ứng suất nén trước giảm ứng suất kéo chính Việc sử dụng cáp uốn cong, đặc biệt với cấu kiện nhịp lớn sẽ làm giảm lực cắt ở tiết diện gối tựa
- Đặc điểm của betong ULT là tương đối tốt hơn so với các vật liệu khác nên có thể sử dụng cho các kết cấu chịu tải trọng động như xây dựng nhà dân dụng, cầu vượt giao thông, cầu nhịp lớn, tháp TV, cọc, cừ …
Lựa chọn phương pháp tính nội lực
Hiện nay có nhiều cách thiết kế sàn không dầm, trong đó hai phương pháp giải tích khá phổ biến nhất là phương pháp thiết kế trực tiếp và phương pháp khung tương đương
Tuy nhiên, hai phương pháp này còn nhiều hạn chế, hạn hẹp trong phạm vi sử dụng Với mặt bằng phức tạp, có xuất hiện vách cứng thì phương pháp thiết kế trực tiếp, phương pháp khung tương đương khó thực hiện được Nhưng với sự phát triển mạnh mẽ của các phần mềm kĩ thuật, việc tính toán nội lực cho các kết cấu phức tạp được thực hiện dễ dàng hơn với kết quả đáng tin cậy Điều quan trọng nhất khi sử dụng các phần mềm kĩ thuật này là phải kiểm soát được các dữ liệu đầu vào và đầu ra
Việc tính toán momen sau khi đã bố trí cáp trong bản sàn được thực hiện với sự trợ giúp của phần mềm SAFE 12.1 Phần mềm SAFE sử dụng phương pháp phần tử hữu hạn tính toán momen trên sàn Tích phân các giá trị trên bề rộng dải để có được momen trên dải và sử dụng các giá trị này để tính toán các bước kiểm tra tiếp theo.
Quy đổi cường độ vật liệu
Cường độ đặc trưng fc’ được dùng trong ACI 318-02 được định nghĩa là cường độ thí nghiệm mẫu lăng trụ 6x12inch với xác suất đảm bảo 95% Trong khi đó cường độ đặc trưng (cấp độ bền) trong TCXDVN 356:2005 được định nghĩa là cường độ thí nghiệm mẫu lập phương 15x15x15cm 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
𝑓 𝑦 = 𝑅 𝑠,𝑠𝑒𝑟 = 1,05 𝑅 𝑠 Sàn sử dụng thép gân có 𝜙 ≥ 10 loại AIII có Rs= 365MPa → fy83 Mpa Đối với vật liệu cáp ứng lực trước, hiện nay loại được dùng phổ biến là loại gồm 7 sợi bên trong bện với nhau, có đường kính 12,7mm Lí do loại đường kính này được dùng nhiều vì theo tiêu chuẩn ACI 318-02 quy định khoảng cách tối đa của cáp là 8 lần chiều dày sàn và ứng suất nén trung bình trong sàn tối thiếu là 0,85MPa Dùng sợi cáp 12,7mm cho phép thỏa mãn 2 tiêu chí trên để tiết kiệm nhất số lượng cáp Một lý do nữa là đối với loại cáp này, khi thi công có thể dùng loại kích cầm tay và dễ thi công
Trong đồ án này, em sử dụng loại cáp ƯLT bám dính loại ASTM 416-270, có đường kính d.7mm đặt thành từng bó từ 3-5 tao cáp trong ống gen dẹp bằng tôn gợn sóng, sau đó bơm vữa để tạo sự dính kết giữa cáp và bê tông, các tông số về cáp :
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 động linh động cao, không có ngót theo TC ACI 530- Tiêu chuẩn nghiệm thu vữa bê tông lắp ống gen, sau khi đông cứng phải đạt cường độ 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) có công năng là căn hộ, sự phân bố các tường và lỗ tại và phòng vệ sịnh cạnh đó và sự phân bố tường của ô kỹ thuật tại một số vách Do vậy để đơn giản quá trình tính toán cũng như dễ dàng trong việc mô hình sàn trong phần mềm Safe, trong đồ án này em đưa tải trọng tường, lớp lót và giá trị hoạt tải nằm trên các ô sàn phân bố đều lên toàn 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 một thành phần cân bằng với một phần tải trọng tác dụng lên cấu kiện trong quá trình sử dụng, đây là phương pháp khá đơn giản và dễ dàng sử dụng để tính toán phân tích cấu kiện bê tông ứng lực trước Cáp ứng lực trước được thay thế bằng các lực tương đương tác dụng vào bê tông, cáp tạo ra một tải trọng có hướng ngược lại so với chiều tác dụng của tĩnh tải thành phần đó sẽ cân bằng với một phần tĩnh tải, do vậy làm 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
- Là các tổn hao phụ thuộc vào thời gian bao gồm: tổn hao ứng suất do co ngót của betong, tổn hao do sự chùng ứng suất trong thép, tổn hao do từ biến của betong
- Việc tính toán các tổn hao trên là khá phức tạp do phụ thuộc nhiều yếu tố Năm 1958 ACI-ASCE 423 đã đề xuất các ước tính tổng quát cho tổn hao ứng suất trong thiết kế cấu kiện betong ULT Theo đó, tổn hao ứng suất trên trong sàn betong thường là 240MPa Cho đến năm 1975, giá trị này đươc thay thế bởi hai đề xuất tổng quát theo tiêu chuẩn ASSHTO là 220MPa, theo tiêu chuẩn PTI là 210MPa
- 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 lớn hơn nhịp biên phương Y (8,4m > 7m) nên cách tối ưu là ta đặt cáp theo phương X ở dưới, cáp theo phương Y ở trên để có độ võng max cáp nhịp biên theo phương X lớn hơn độ võng max 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 khai báo xong ta cho Safe xuất ra bảng Tendons-Discretized Points để tính được bảng 1.6.12 – Độ lệch tâm cáp Sử dụng bảng này để bố trí cáp và nội suy các giá trị e tại một vị trí bất kì của dải cho các bước tính kiểm tra sau
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
Nhận xét: trong phương pháp giải tích M bao gồm momen do momen sàn tính được bằng phương pháp khung tương đương hoặc phương pháp phân phối trực tiếp, cộng với momen do độ lệch tâm cáp gây ra
Ta phân chia momen cho các dải trên cột và dải giữa nhịp như sau: 75% Momen âm ở trong các dải cột và 25% còn lại được chia đều giữa hai nửa dải giữa cận kề, tương ứng 12.5% cho một nửa Tương tự 60% momen dương được gán cho dải cột và 40% còn lại được chia ra, với 20% gán cho một nửa dải giữa Như vậy các dải nhận momen khác nhau
Cụ thể là dải cột nhận momen nhiều hơn dải giữa nhịp Nên việc kiểm tra ứng suất trên dải cột được thực hiện chi tiết hơn: dải cột trên mỗi nhịp kiểm tra 3 mặt cắt tại 2 vị trí mép gối và vị trí có momen cực đại trên nhịp, dải giữa nhịp kiểm tra ứng suất tại 2 mặt cắt có momen max và momen min của dải Các dải có kích thước như các hình 1.7.1 và 1.7.2 Thực hiện kiểm tra ứng suất trong betong cho các dải đã chia
Trong giai đoạn buông thép do chưa có sàn và cột-vách ở bên trên sàn cần tính nên ta mô hình sàn chỉ có cột vách ở phía dưới như 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, do momen còn nhỏ nên ứng suất do lực căng cáp gây ra là chủ yếu Ứng suất này là ứng suất nén nên ta chỉ cần kiểm tra điều kiện ứng suất nén: f ci
Việc tính toán kiểm tra được thực hiện tại mặt cắt có momen gây nguy hiểm nhất
Cụ thể là momen có giá trị tuyệt đối lớn nhất trên dải Sau khi thực hiện lọc các kết quả trên từng dải do Safe xuất ra ta tiến hành kiểm tra ứng suất nén cho các dải như thể hiện 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
CSY2 7.00 110.94 4.2 1.05 0.0438 1304.1 8 5286.378 -7.57 OK CSY3 7.00 120.44 4.2 1.05 0.0438 1304.1 8 5286.378 -7.79 OK CSY4 19.70 -291.77 4.2 1.05 0.0438 1304.1 8 5286.378 -11.70 No OK CSY5 14.00 -142.57 2.1 0.53 0.0219 1304.1 4 2643.189 -11.55 No OK MSX1 0.49 -62.00 3.5 0.88 0.0365 1302.5 3 1979.929 -3.96 OK MSX2 0.00 -72.22 2.65 0.66 0.0276 1302.5 1 659.9764 -3.61 OK MSX3 0.00 -31.54 3.5 0.88 0.0365 1302.5 3 1979.929 -3.13 OK MSX4 6.92 -53.55 4.35 1.09 0.0453 1302.5 4 2639.905 -3.61 OK MSX5 8.89 33.60 2.85 0.71 0.0297 1302.5 2 1319.953 -2.98 OK MSY1 7.00 129.78 4.2 1.05 0.0438 1304.1 4 2643.189 -5.48 OK MSY2 7.00 124.59 4.2 1.05 0.0438 1304.1 4 2643.189 -5.37 OK MSY3 12.50 124.65 4.2 1.05 0.0438 1304.1 4 2643.189 -5.37 OK MSY4 12.00 160.79 4.2 1.05 0.0438 1304.1 4 2643.189 -6.19 OK Bảng 3.28 – Kiểm tra ứng suất nén cho các dải
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
Hình 3.31 – Momen tổ hợp SUDUNG, đơn vị kNm Theo tiêu chuẩn ACI mục 18.9.3 đối với giai đoạn sử dụng: Ứng suất kéo betong tại mặt cột không vượt quá giá trị 0.5√𝑓 𝑐 ′ = 2.38𝑀𝑃𝑎
Theo mục 18.9.3.3 ACI, nếu điều kiện trên không thỏa thì ta cần đặt diện tích thép thường tối thiểu tại vùng momen âm đầu cột là Amin= 0.00075hL và bố trí trong khoảng c2+2h, sẽ đặt khoảng cách không lớn hơn 305mm và không nhỏ hơn 4 thanh Ứng suất kéo betong tại giữa nhịp không vượt quá giá trị 0.17√𝑓 𝑐 ′ = 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
Nhìn vào biểu đồ momen hình 1.7.9 ta thấy momen phân bố khá đơn giản nên việc tính toán kiểm tra không cần thực hiện trên tất cả các mặt cắt do SAFE xuất ra Tiến hành lọc các số liệu do SAFE xuất ra như sau:
- Đối với dải cột: giữ lại các giá trị momen âm tại mép cột (vách) và giá trị momen dương max trên các nhịp Tính toán kiểm tra cho các giá trị này được thể hiện trong bảng 1.7.11
- Đối với dải giữa: giữ lại giá trị momen âm nhỏ nhất tại nơi giao với dải cột và giữ lại giá trị momen dương lớn nhất tại giữa nhịp Tính toán kiểm tra cho các giá trị này được 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
CSX1 1 0.45 1.75 1320.0 -75.57 0.438 0.0182 -7.16 1.13 OK CSX1 1 3.95 1.75 1320.0 30.58 0.438 0.0182 -4.69 -1.34 OK CSX1 1 7.95 1.75 1320.0 -69.82 0.438 0.0182 -6.85 0.81 OK CSX1 2 8.85 1.75 1320.0 -63.38 0.438 0.0182 -6.49 0.46 OK CSX1 2 12.85 1.75 1320.0 23.76 0.438 0.0182 -4.32 -1.71 OK CSX1 2 16.35 1.75 1320.0 -62.53 0.438 0.0182 -6.45 0.41 OK CSX1 3 17.25 1.75 1320.0 -62.07 0.438 0.0182 -6.42 0.39 OK CSX1 3 20.75 1.75 1320.0 23.58 0.438 0.0182 -4.31 -1.72 OK CSX1 3 24.75 1.75 1320.0 -62.67 0.438 0.0182 -6.45 0.42 OK CSX1 4 25.65 1.75 1320.0 -69.33 0.438 0.0182 -6.82 0.79 OK CSX1 4 29.65 1.75 1320.0 30.98 0.438 0.0182 -4.72 -1.32 OK CSX1 4 33.15 1.75 1320.0 -73.91 0.438 0.0182 -7.07 1.04 OK CSX1 5 33.60 1.75 1320.0 -7.09 0.438 0.0182 -3.41 -2.63 OK CSX2 1 0.45 3.075 2639.9 -157.03 0.769 0.0320 -8.34 1.47 OK CSX2 1 3.95 3.075 2639.9 65.45 0.769 0.0320 -5.48 -1.39 OK CSX2 1 7.95 3.075 2639.9 -149.04 0.769 0.0320 -8.09 1.22 OK CSX2 2 8.85 3.075 2639.9 -123.47 0.769 0.0320 -7.29 0.42 OK
CSX2 2 12.35 3.075 2639.9 47.07 0.769 0.0320 -4.90 -1.96 OK CSX2 2 16.35 3.075 2639.9 -114.31 0.769 0.0320 -7.00 0.13 OK CSX2 3 16.80 3.075 2639.9 -31.26 0.769 0.0320 -4.41 -2.46 OK CSX3 1 0.45 3.5 2639.9 -140.22 0.875 0.0365 -6.86 0.83 OK CSX3 1 4.45 3.5 2639.9 56.54 0.875 0.0365 -4.57 -1.47 OK CSX3 1 7.95 3.5 2639.9 -150.93 0.875 0.0365 -7.16 1.12 OK CSX3 2 8.85 3.5 2639.9 -169.08 0.875 0.0365 -7.65 1.62 OK CSX3 2 12.85 3.5 2639.9 79.32 0.875 0.0365 -5.19 -0.84 OK CSX3 2 16.35 3.5 2639.9 -191.05 0.875 0.0365 -8.26 2.22 OK CSX3 3 16.80 3.5 2639.9 -3.95 0.875 0.0365 -3.13 -2.91 OK CSX4 1 0.45 3.5 3299.9 -167.33 0.875 0.0365 -8.36 0.82 OK CSX4 1 3.84 3.5 3299.9 71.51 0.875 0.0365 -5.73 -1.81 OK CSX4 1 8.20 3.5 3299.9 -158.85 0.875 0.0365 -8.13 0.59 OK CSX4 2 10.80 3.5 3299.9 -6.65 0.875 0.0365 -3.95 -3.59 OK CSX4 2 12.25 3.5 3299.9 15.83 0.875 0.0365 -4.21 -3.34 OK CSX4 2 13.70 3.5 3299.9 -5.15 0.875 0.0365 -3.91 -3.63 OK CSX4 3 16.80 3.5 3299.9 -4.19 0.875 0.0365 -3.89 -3.66 OK CSX5 1 0.20 3.175 2639.9 -114.42 0.794 0.0331 -6.79 0.13 OK CSX5 1 4.08 3.175 2639.9 42.73 0.794 0.0331 -4.62 -2.03 OK CSX5 1 7.95 3.175 2639.9 -115.77 0.794 0.0331 -6.83 0.17 OK CSX5 2 8.85 3.175 2639.9 -139.38 0.794 0.0331 -7.54 0.89 OK CSX5 2 12.85 3.175 2639.9 63.97 0.794 0.0331 -5.26 -1.39 OK CSX5 2 16.35 3.175 2639.9 -163.88 0.794 0.0331 -8.28 1.63 OK CSX5 3 16.80 3.175 2639.9 -1.60 0.794 0.0331 -3.37 -3.28 OK
CSX6 1 0.45 2.175 1980.0 -93.07 0.544 0.0227 -7.75 0.47 OK CSX6 1 3.84 2.175 1980.0 38.19 0.544 0.0227 -5.33 -1.96 OK CSX6 1 8.20 2.175 1980.0 -93.39 0.544 0.0227 -7.76 0.48 OK CSX6 2 10.80 2.175 1980.0 -4.98 0.544 0.0227 -3.86 -3.42 OK CSX6 2 12.20 2.175 1980.0 2.73 0.544 0.0227 -3.76 -3.52 OK CSX6 2 13.60 2.175 1980.0 -1.98 0.544 0.0227 -3.73 -3.55 OK CSX7 1 0.20 2.725 2639.9 -91.57 0.681 0.0284 -7.10 -0.65 OK CSX7 1 4.08 2.725 2639.9 36.43 0.681 0.0284 -5.16 -2.59 OK CSX7 1 7.95 2.725 2639.9 -109.59 0.681 0.0284 -7.74 -0.01 OK CSX7 2 8.85 2.725 2639.9 -124.22 0.681 0.0284 -8.25 0.50 OK CSX7 2 12.85 2.725 2639.9 47.04 0.681 0.0284 -5.53 -2.22 OK CSX7 2 16.35 2.725 2639.9 -130.23 0.681 0.0284 -8.46 0.71 OK CSX7 3 16.80 2.725 2639.9 -9.31 0.681 0.0284 -4.20 -3.55 OK CSY1 1 0.40 2.1 2643.2 -61.35 0.525 0.0219 -7.84 -2.23 OK CSY1 1 2.78 2.1 2643.2 18.73 0.525 0.0219 -5.89 -4.18 OK CSY1 1 6.60 2.1 2643.2 -37.78 0.525 0.0219 -6.76 -3.31 OK CSY1 2 7.40 2.1 2643.2 6.56 0.525 0.0219 -5.33 -4.73 OK CSY1 1 2.78 2.1 2643.2 6.56 0.525 0.0219 -5.33 -4.73 OK CSY1 2 11.90 2.1 2643.2 4.23 0.525 0.0219 -5.23 -4.84 OK CSY1 3 12.70 2.1 2643.2 -74.92 0.525 0.0219 -8.46 -1.61 OK CSY1 3 16.64 2.1 2643.2 36.40 0.525 0.0219 -6.70 -3.37 OK CSY1 3 20.60 2.1 2643.2 -78.31 0.525 0.0219 -8.61 -1.45 OK CSY1 4 21.00 2.1 2643.2 -13.90 0.525 0.0219 -5.67 -4.40 OK CSY2 1 0.40 4.2 5286.4 -135.38 1.050 0.0438 -8.13 -1.94 OK
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
Nếu Mu ≥M tiết diện đủ khả năng chịu lực Nếu không thỏa, tính thêm khả năng lực của thép thường là Ms đã bố trí Nếu Ms + Mu ≥ M, tiết diện đủ khả năng chịu lực Nếu vẫn không thỏa thì bố trí thêm thép thường chịu momen = 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
Nhìn vào biểu đồ momen Hình 1.8-2 ta thấy momen phân bố khá đơn giản nên việc tính toán kiểm tra không cần thực hiện trên tất cả các mặt cắt do SAFE xuất ra Tiến hành lọc các số liệu momen do SAFE xuất ra như sau:
- Đối với dải cột: giữ lại các giá trị momen âm tại mép cột (vách) và giá trị momen dương max trên các nhịp Tính toán kiểm tra cho các giá trị này được thể hiện trong bảng 1.8.3
- Đối với dải giữa: giữ lại giá trị momen âm nhỏ nhất tại nơi giao với dải cột và giữ lại giá trị momen dương lớn nhất tại giữa nhịp Tính toán kiểm tra cho các giá trị này được 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
CSX1 1 0.45 1.75 -126.7 -13 112 0.0067 1383.8 1827 5.40 139.9 OK CSX1 1 3.95 1.75 54.1 -64 189 0.0040 1391.5 1837 5.43 268.3 OK CSX1 1 7.95 1.75 -123.8 38 163 0.0046 1388.9 1833 5.42 224.8 OK CSX1 2 8.85 1.75 -115.5 38 163 0.0046 1388.9 1833 5.42 224.8 OK CSX1 2 12.35 1.75 46.1 -64 189 0.0040 1391.5 1837 5.43 267.4 OK CSX1 2 16.35 1.75 -114.4 38 163 0.0046 1388.9 1833 5.42 224.8 OK CSX1 3 17.25 1.75 -114.4 38 163 0.0046 1388.9 1833 5.42 224.8 OK CSX1 3 20.75 1.75 46.1 -64 189 0.0040 1391.5 1837 5.43 267.4 OK CSX1 3 24.75 1.75 -114.8 38 163 0.0046 1388.9 1833 5.42 224.8 OK CSX1 4 25.65 1.75 -122.9 38 163 0.0046 1388.9 1833 5.42 224.8 OK CSX1 4 29.65 1.75 54.7 -64 189 0.0040 1391.5 1837 5.43 268.3 OK CSX1 4 33.15 1.75 -124.2 -13 138 0.0055 1386.4 1830 5.41 182.6 OK CSX1 5 33.6 1.75 -12.3 0 125 0.0060 1385.1 1828 5.40 161.2 OK CSX2 1 0.45 3.08 -255.9 -13 112 0.0077 1382.4 3649 6.14 267.3 OK CSX2 1 3.95 3.08 110.8 -64 189 0.0045 1389.2 3668 6.17 523.5 OK CSX2 1 7.95 3.08 -254.1 38 163 0.0053 1386.9 3661 6.16 436.7 OK CSX2 2 8.85 3.08 -207.9 38 163 0.0053 1386.9 3661 6.16 436.7 OK CSX2 2 12.35 3.08 81.2 -64 189 0.0045 1389.2 3667 6.17 521.7 OK CSX2 2 16.35 3.08 -194.8 38 163 0.0053 1386.9 3661 6.16 436.7 OK CSX2 3 16.8 3.08 -65.4 45 80 0.0107 1379.6 3642 6.12 161.8 OK CSX3 1 0.45 3.5 -250.9 -13 112 0.0067 1383.8 3653 5.40 279.7 OK
CSX3 1 4.45 3.5 107.1 -64 189 0.0040 1391.5 3673 5.43 534.8 OK CSX3 1 7.95 3.5 -269.3 38 163 0.0046 1388.9 3667 5.42 449.6 OK CSX3 2 8.85 3.5 -287.5 38 163 0.0046 1388.9 3667 5.42 449.6 OK CSX3 2 12.85 3.5 131.9 -64 189 0.0040 1391.5 3673 5.43 534.8 OK CSX3 2 16.35 3.5 -300.5 38 163 0.0046 1388.9 3667 5.42 449.6 OK CSX3 3 16.8 3.5 -8.4 45 80 0.0094 1380.5 3645 5.38 174.1 OK CSX4 1 0.45 3.5 -269.4 -13 112 0.0084 1381.5 4559 6.74 321.6 OK CSX4 1 3.8406 3.5 122.3 -64 189 0.0050 1387.7 4579 6.77 640.4 OK CSX4 1 8.2 3.5 -263.3 42 167 0.0056 1386.0 4574 6.76 549.9 OK CSX4 2 10.8 3.5 -11.4 -39 164 0.0057 1385.7 4573 6.76 537.3 OK CSX4 2 12.25 3.5 22.5 -63 188 0.0050 1387.7 4579 6.77 637.3 OK CSX4 2 13.7 3.5 -13.8 -55 180 0.0052 1387.0 4577 6.76 604.2 OK CSX4 3 16.8 3.5 -13.5 45 80 0.0118 1378.9 4550 6.72 190.0 OK CSX5 1 0.2 3.18 -197.1 -6 119 0.0070 1383.4 3652 5.95 294.2 OK CSX5 1 4.075 3.18 86.4 -65 190 0.0044 1389.8 3669 5.98 527.8 OK CSX5 1 7.95 3.18 -214.0 38 163 0.0051 1387.4 3663 5.97 440.0 OK CSX5 2 8.85 3.18 -238.9 38 163 0.0051 1387.4 3663 5.97 440.0 OK CSX5 2 12.85 3.18 109.1 -64 189 0.0044 1389.7 3669 5.98 525.1 OK CSX5 2 16.35 3.18 -258.5 38 163 0.0051 1387.4 3663 5.97 440.0 OK CSX5 3 16.8 3.18 -3.2 45 80 0.0104 1379.8 3643 5.93 165.0 OK CSX6 1 0.45 2.18 -152.2 -13 112 0.0081 1381.8 2736 6.51 195.9 OK CSX6 1 3.8406 2.18 68.6 -64 189 0.0048 1388.3 2749 6.54 387.2 OK CSX6 1 8.2 2.18 -157.8 42 167 0.0054 1386.4 2745 6.53 332.9 OK CSX6 2 10.8 2.18 -7.5 -39 164 0.0055 1386.2 2745 6.53 325.3 OK
CSX6 2 12.2 2.18 6.4 -63 188 0.0048 1388.2 2749 6.53 384.9 OK CSX6 2 13.6 2.18 -6.6 -57 68 0.0133 1378.2 2729 6.49 87.8 OK CSX7 1 0.2 2.73 -163.8 -6 119 0.0081 1381.8 3648 6.92 277.9 OK CSX7 1 4.075 2.73 71.5 -41 166 0.0058 1385.5 3658 6.94 432.9 OK CSX7 1 7.95 2.73 -192.3 12 137 0.0070 1383.3 3652 6.93 338.0 OK CSX7 2 8.85 2.73 -208.3 -31 156 0.0062 1384.7 3656 6.94 399.4 OK CSX7 2 12.85 2.73 82.0 55 180 0.0054 1386.6 3661 6.95 479.0 OK CSX7 2 16.35 2.73 -211.1 -44 169 0.0057 1385.7 3658 6.94 441.3 OK CSX7 3 16.8 2.73 -14.1 -45 80 0.0121 1378.8 3640 6.91 149.6 OK CSY1 1 0.4 2.1 -108.8 -9 116 0.0109 1381.1 3650 8.99 232.0 OK CSY1 1 3.2615 2.1 41.9 -44 169 0.0074 1384.3 3659 9.01 409.8 OK CSY1 1 6.6 2.1 -88.7 57 182 0.0069 1385.1 3661 9.02 451.6 OK CSY1 2 7.4 2.1 -19.1 48 173 0.0073 1384.5 3660 9.01 422.7 OK CSY1 2 7.8938 2.1 -4.9 17 142 0.0089 1382.6 3655 9.00 317.7 OK CSY1 2 11.9 2.1 -23.1 48 173 0.0073 1384.5 3660 9.01 422.7 OK CSY1 3 12.7 2.1 -135.1 60 185 0.0068 1385.2 3661 9.02 460.9 OK CSY1 3 16.15 2.1 64.7 -43 168 0.0075 1384.2 3659 9.01 404.5 OK CSY1 3 20.6 2.1 -130.7 -8 133 0.0095 1382.1 3653 9.00 288.6 OK CSY1 4 21 2.1 -23.2 0 125 0.0101 1381.6 3652 8.99 263.1 OK CSY2 1 0.4 4.2 -239.3 -9 116 0.0109 1381.1 7301 8.99 464.1 OK CSY2 1 3.2615 4.2 93.0 -44 169 0.0074 1384.3 7318 9.01 819.6 OK CSY2 1 6.6 4.2 -185.4 57 182 0.0069 1385.1 7322 9.02 903.2 OK CSY2 2 7.4 4.2 -39.0 48 173 0.0073 1384.5 7319 9.01 845.4 OK CSY2 2 11.3 4.2 10.4 9 134 0.0094 1382.2 7307 9.00 584.5 OK
CSY2 2 11.3 4.2 10.4 9 134 0.0094 1382.2 7307 9.00 584.5 OK CSY2 3 19.5 4.2 -14.4 -26 151 0.0084 1383.2 7312 9.00 694.5 OK CSY2 3 19.7 4.2 -13.0 -23 148 0.0085 1383.0 7311 9.00 675.8 OK CSY2 3 20.8 4.2 -28.6 -4 129 0.0098 1381.9 7305 8.99 551.7 OK CSY2 4 21 4.2 -27.3 0 125 0.0101 1381.6 7304 8.99 526.1 OK CSY3 1 0.4 4.2 -232.1 -9 116 0.0109 1381.1 7301 8.99 464.1 OK CSY3 1 3.2615 4.2 90.6 -44 169 0.0074 1384.3 7318 9.01 819.6 OK CSY3 1 6.6 4.2 -176.3 57 182 0.0069 1385.1 7322 9.02 903.2 OK CSY3 2 7.4 4.2 -34.8 48 173 0.0073 1384.5 7319 9.01 845.4 OK CSY3 2 11.3 4.2 9.8 9 134 0.0094 1382.2 7307 9.00 584.5 OK CSY3 2 11.3 4.2 9.8 9 134 0.0094 1382.2 7307 9.00 584.5 OK CSY3 3 14.65 4.2 -16.2 -15 140 0.0090 1382.6 7309 9.00 627.1 OK CSY3 3 17.283 4.2 -7.8 -44 169 0.0074 1384.3 7318 9.01 816.0 OK CSY3 3 20.8 4.2 -21.3 -4 129 0.0098 1381.9 7305 8.99 551.7 OK CSY3 4 21 4.2 -31.5 0 125 0.0101 1381.6 7304 8.99 526.1 OK CSY4 1 0.4 4.2 -232.6 -9 116 0.0109 1381.1 7301 8.99 464.1 OK CSY4 1 3.2615 4.2 88.0 -44 169 0.0074 1384.3 7318 9.01 819.6 OK CSY4 1 6.6 4.2 -196.1 57 182 0.0069 1385.1 7322 9.02 903.2 OK CSY4 2 7.4 4.2 -149.7 48 173 0.0073 1384.5 7319 9.01 845.4 OK CSY4 2 11.692 4.2 156.6 37 162 0.0078 1383.9 7316 9.01 772.4 OK CSY4 2 13.6 4.2 -334.4 23 148 0.0085 1383.0 7311 9.00 678.1 OK CSY4 3 14.4 4.2 -158.3 -8 133 0.0095 1382.1 7306 9.00 578.5 OK CSY4 3 16.85 4.2 47.1 -45 170 0.0074 1384.3 7318 9.01 821.2 OK CSY4 3 19.3 4.2 -165.0 -28 153 0.0082 1383.3 7313 9.00 712.1 OK
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 nên ta chỉ cần kiểm tra chịu cắt tại vị trí các cột có phản lực lớn tai 3 vị trí trục cột: Y2X3, Y2X4, và YAX4 Các trường hợp tổ hợp tải trọng giống với 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
Bảng 3.38 - Xác định lực cắt Để tính toán momen mép cột ta thực hiện trên các dải cột lớn CSX3, CSX5, CSY3 và CSY4 Để tìm momen max mép cột ta dựa vào bảng 1.9-2 các giá trị momen mép cột cho các tổ hợp tải trọng
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
Có thể coi gần đúng hệ số từ biến toàn phần bằng 2 ta có f ’ 2max = 2*f2max = 5.4 mm Độ võng cuối cùng là f = f1max + f ’ 2max = 3.1 + 5.4 = 8.5 mm Độ võng giới hạn: [f] = L/400 = 8400/400 = 21 mm > 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 (đơn vị: kN-m) Ở đây chúng em dùng phương pháp tính gần đúng dựa trên việc biến đổi trường hợp nén lệch tâm xiên thành nén lệch tâm phẳng tương đương để tính 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