Thiết kế chung cư gia phúc 34 p linh chiểu q thủ đức

KIẾN TRÚC

SỰ CẦN THIẾT PHẢI ĐẦU TƯ XÂY DỰNG CÔNG TRÌNH

Kể từ khi Việt Nam thực hiện chính sách mở cửa nền kinh tế, nhiều công ty và tổ chức kinh tế quốc tế đã đầu tư vào nước ta nhờ vào sự định hướng đầu tư của chính phủ.

Thành phố Hồ Chí Minh, với chính sách đầu tư thông thoáng và môi trường kinh doanh thuận lợi, đang trở thành điểm đến hấp dẫn cho các nhà đầu tư trong nước Là trung tâm kinh tế lớn nhất Việt Nam và khu vực, thành phố này có tốc độ phát triển mạnh mẽ Tuy nhiên, sự gia tăng dân số do hàng triệu lao động từ các tỉnh đổ về đã tạo ra áp lực lớn về nhu cầu nhà ở Vấn đề này trở nên cấp bách, đặc biệt đối với người có thu nhập trung bình và thấp, trong bối cảnh giá đất tại thành phố cao nhất cả nước Giải pháp hiệu quả nhất để giải quyết tình trạng này là xây dựng các căn hộ cao tầng, bên cạnh những chính sách vĩ mô nhằm điều chỉnh mật độ dân số.

VỊ TRÍ, ĐẶC ĐIỂM, ĐIỀU KIỆN KHÍ HẬU KHU VỰC XÂY DỰNG

Công trình tọa lạc trên đường Hoàng Việt, trong khu đô thị mới tại Quận Thủ Đức, Thành phố Hồ Chí Minh, nơi có điều kiện khí hậu, địa chất và thủy văn đặc trưng.

Công trình được xây dựng tại Thành Phố Hồ Chí Minh, nơi có khí hậu ôn hòa với nhiệt độ trung bình hàng năm khoảng 27°C Chênh lệch nhiệt độ giữa tháng nóng nhất và tháng lạnh nhất là 10°C, cùng với lượng nắng từ 2500-2700 giờ mỗi năm Thời tiết tại đây chia thành hai mùa rõ rệt: mùa khô từ tháng 12 đến tháng 4 và mùa mưa từ tháng 5 đến tháng 11, với trung bình 160 ngày mưa trong năm và độ ẩm tương đối cao.

70%-80% Hai hướng gió chủ yếu là Tây-Tây nam và Bắc- Đông Bắc tháng có sức gió mạnh nhất là tháng 8, tháng có sức gió yếu nhất là tháng 11

Nhìn chung Thành phố Hồ Chí Minh ít bị ảnh hưởng của bão và áp thấp nhiệt đới

1.3 HÌNH THỨC VÀ QUY MÔ ĐẦU TƯ

CHƯƠNG I: KIẾN TRÚC GVHD: Th.S VÕ MINH THIỆN

Công trình được thiết kế xây dựng mới hoàn toàn dựa theo tiêu chuẩn xây dựng Việt

Công trình được xây dựng với quy mô 11 tầng, chiều cao nhà 35.5 (m) tính từ cốt

1.4 CÁC GIẢI PHÁP TIẾT KẾ

1.4.1 Giải pháp thiết kế tổng mặt bằng

Khu đất xây dựng có diện tích hạn chế, chỉ đủ để bố trí công trình và một lối vào nhỏ cho xe và người Ngoài ra, sân chơi cầu lông và một số cây xanh được trồng nhằm tạo cảnh quan và bóng mát cho công trình.

1.4.2 Giải pháp thết kế kiến trúc a) Giải pháp mặt bằng mặt bằng bố trí mạch lạc rõ ràng thuận tiện cho việc bố trí gai giao thông công trình và các giải pháp kết cấu hành lang bố trí ở trục giữa công trinh2noi61 với các căn hộ rết thuận tiện co việc đi lại và đảm bảo thông thoáng cho công trình Hệ thống cầu thang bố trí gần giữa nhà đảm bảo cho giao thông được ngắn gọn và thuận lợi

Tầng Chức năng Số phòng Diện tích

Tầng Chức năng Số phòng Diện tích(m 2 )

Căn hộ 2 phòng ngủ lọai 3 4

Tầng Chức năng Số phòng Diện tích(m 2 )

CHƯƠNG I: KIẾN TRÚC GVHD: Th.S VÕ MINH THIỆN b) Giải pháp thiết kế mặt đứng

Hình khối kiến trúc được tổ chức thành khối chữ nhật cao, với mặt đứng chính được phân chia theo chiều cao nhờ các ban công phía trước, tạo nên vẻ sinh động cho công trình Để làm nổi bật mặt đứng chính, phần chân công trình sử dụng các đường kẻ ngang song song và màu sơn đậm, mang lại cảm giác vững chãi.

Công trình cao 35,5m với 11 tầng, bao gồm một tầng hầm để xe máy và một tầng áp mái, với chiều cao mỗi tầng là 3,5m Cửa được thiết kế bằng kính khung gỗ, mang lại sự sang trọng và hiện đại cho công trình.

Công trình được thiết kế với kết cấu khung bê tông cốt thép toàn khối, có khả năng chịu lực và hoạt động theo sơ đồ khung phẳng, với kích thước khác nhau theo hai phương của ngôi nhà.

Móng dùng móng cọc thi công bằng phương pháp ép tĩnh

2 Các giải pháp thiết kế khác a) Chiếu sáng tự nhiên

Các căn hộ được chiếu sáng tự nhiên nhờ hệ thống cửa kính xung quanh và giếng trời bên trong, mang lại không gian sống thoáng đãng và sáng sủa.

Hệ thống chiếu sáng nhân tạo được thiết kế để đảm bảo ánh sáng phủ đến tất cả các khu vực cần thiết Bên cạnh đó, giải pháp thông gió tự nhiên cũng được xem xét để cải thiện không khí trong không gian.

Các phòng đều được tiếp xúc với không khí tự nhiên nhờ hệ thống cửa sổ và cửa đi

Các phòng ngủ và làm việc đều có cửa sổ hướng ra thiên nhiên, mang lại bầu không khí mát mẻ và yên tĩnh, giúp tạo điều kiện lý tưởng cho việc nghỉ ngơi và làm việc.

Ngoài ra, mỗi căn hộ còn có thể được trang bị hệ thống đều hòa sử dụng khi cần thiết c) Giải pháp về phòng và chữa cháy

Các căn hộ được thiết kế với lối ra thông ra hành lang rộng 3m, tạo điều kiện thuận lợi cho việc thoát hiểm nhanh chóng trong trường hợp xảy ra sự cố Hệ thống bao gồm hai cầu thang và hai thang máy được bố trí hợp lý trên hành lang, đảm bảo an toàn cho cư dân khi cần thoát hiểm.

Hệ thống báo cháy tự động và bình chữa cháy được bố trí dọc theo hành lang giúp dễ dàng sử dụng trong trường hợp khẩn cấp Ngoài ra, cần có giải pháp hiệu quả cho việc cấp điện, cấp nước và thoát nước để đảm bảo an toàn và ứng phó kịp thời với các sự cố.

Nguồn điện cho công trình đến từ mạng lưới điện thành phố, với việc sử dụng máy biến thế và máy phát điện riêng để đảm bảo cung cấp điện cho hệ thống thang máy trong trường hợp mất điện Điện năng được cung cấp từ trạm biến áp đặt tại tầng 1, thông qua các ống dẫn riêng lên các tầng, và máy biến áp này được kết nối trực tiếp với mạng điện của thành phố.

Nguồn nước cho công trình được cung cấp từ hệ thống cấp nước sinh hoạt chung của thành phố, với nước được bơm trực tiếp Bên cạnh đó, có bể chứa dự phòng để đảm bảo cung cấp nước trong trường hợp xảy ra sự cố mất nước.

Nước thãi từ công trình được đưa về hệ thống thoát nước chung của thành phố

Nước mưa được dẫn xuống bằng hệ thống ống thoát đứng, sau đó được chuyển vào mương thoát quanh nhà và cuối cùng dẫn ra hệ thống thoát nước chính.

Nước thãi từ phòng vệ sinh cho thoát xuống bể tự hoại, qua xử lý nước thãi mới được đưa ra hệ thống thoát nước chính.

CÁC CHỈ TIÊU KINH TẾ - KỸ THUẬT

Hệ số mật độ xây dựng

Ko = (Diện tích xây dựng công trình)/(Tổng diện tích khu đất xây dựng)

Hệ số khai thác mặt bằng:

T 1 ở phòng các tÝch diện ổng

Hệ số mật độ xây dựng thấp giúp duy trì không gian thông thoáng và hòa hợp với cảnh quan xung quanh Hệ số khai thác mặt bằng của các chung cư hiện đại thường dao động trong khoảng hợp lý từ 0,65.

CHƯƠNG 3: TÍNH CẦU THANG GVHD: Th.S VÕ MINH THIỆN

TÍNH TOÁN SÀN SƯỜN BÊ TÔNG CỐT THÉP TOÀN KHỐI TẦNG ĐIỂN HÌNH (TẦNG 2->10)

TÍNH TOÁN SÀN SƯỜN BÊ TÔNG CỐT THÉP TOÀN

KHỐI TẦNG ĐIỂN HÌNH (TẦNG 2->10 )

2.1 MẶT BẰNG SÀN TẦNG ĐIỂN HÌNH

Hình 2.1: Mặt bằng dầm sàn tầng điển hình

Trong các công trình nhà cao tầng chiều dày thường lớn để đảm bảo các yêu cầu sau:

Trong quá trình tính toán, cần lưu ý rằng sàn có thể bị yếu do việc khoan lỗ để treo các thiết bị kỹ thuật như ống dẫn điện, ống thông gió, ống cứu hỏa và các đường ống ngầm trong sàn.

Tường ngăn phòng (không có dầm đỡ tường) có thể thay đổi vị trí mà không làm tăng độ võng của sàn

2.2 XÁC ĐỊNH CHIỀU DÀY BẢN SÀN – KÍCH THƯỚC DẦM CHÍNH, DẦM PHỤ

Quan niệm về tính chất sàn là xem sàn như một bề mặt cứng tuyệt đối trong mặt phẳng ngang Sàn không bị rung động hay dịch chuyển khi chịu tải trọng ngang, và chuyển vị tại mọi điểm trên sàn là đồng nhất khi có tác động của tải trọng này.

Chọn chiều dày của sàn phụ thuộc vào nhịp và tải trọng tác dụng Có thể chọn chiều dày bản sàn xác định sơ bộ theo công thức

Chọn sơ bộ chiều dày bản sàn theo công thức sau: m l h D s s 

CHƯƠNG 3: TÍNH CẦU THANG GVHD: Th.S VÕ MINH THIỆN trong đó:

Hệ số kinh nghiệm phụ thuộc vào hoạt tải sử dụng được xác định với D = 0.8÷1.4 Đối với bản loại dầm, chiều dày sàn tối thiểu là ms = 30 ÷ 35 cm, trong khi đối với bản kê bốn cạnh, chiều dày là md = 40 ÷ 45 cm Nhịp cạnh ngắn của ô bản được ký hiệu là l Đối với nhà dân dụng, chiều dày tối thiểu của sàn cần đạt hmin = 6 cm.

Chọn ô sàn S1(4.35m x 7m) là ô sàn có cạnh ngắn lớn nhất làm ô sàn điển hình để tính chiều dày sàn: l m h D s s  cm =>hs = 

Vậy chọn hs = 12cm cho toàn sàn, nhằm thỏa mãn truyền tải trọng ngang cho các kết cấu đứng

Vậy lấy chiều dày toàn bộ các tầng sàn h = 12cm

2.2.2 Kích thước dầm chính - dầm phụ

1 8700 = (540725) (mm) Chọn hd= 600mm bdc = (0,250,5) hd bdc = (0,250,5)600 = (150300)mm

Dầm chính có nhịp L = 8.7m chọn dầm có tiết diện 300mm x 600mm

Các dầm chính còn lại chọn dầm có tiết diện 300mm x 600mm

7500 mm= (375468)mm Chọn hdp= 500mm bdp= (0,250,5) hdp bdp= (0,250,5) 500mm = (125250)mm Chọn bdp= 250mm

Chọn dầm phụ có kích thước tiết diện 250mm x 500mm

Các hệ dầm phụ còn lại có kích thước tiết diện 250mm x 500mm được thề hiện trên hình vẽ MB dầm sàn (Hình 1)

Dầm đà môi: 250mm x 400mm

Tải trọng thường xuyên (tĩnh tải) bao gồm trọng lượng bản thân các lớp cấu tạo sàn gs tt = Σ i.δ i.ni trong đó:

i - Trọng lượng riêng lớp cấu tạo thứ i δ - chiều dày lớp cấu tạo thứ i ni - hệ số độ tin cậy của lớp thứ i

Theo yêu cầu sử dụng, các khu vực với chức năng khác nhau sẽ có cấu tạo sàn khác nhau, dẫn đến tĩnh tải sàn cũng có giá trị khác nhau Các kiểu cấu tạo sàn tiêu biểu bao gồm sàn khu ở (như phòng khách, phòng ăn + bếp, phòng ngủ), sàn ban công, sàn hành lang và sàn vệ sinh Mỗi loại sàn này có cấu tạo riêng biệt phù hợp với mục đích sử dụng.

- Sàn khu ở – sàn ban công – sàn hành lang

- Vữa trát trần, 4 = 1800 daN/m 3 ,δ4 = 15mm, n=1.3

Hình 2.2: Các lớp cấu tạo sàn khu ở, ban công, hành lang

- Lớp chống thấm,  3 = 2200 daN/m 3 ,δ3 = 30mm, n=1.2

- Vữa trát trần,  5 = 1800 daN/m 3 , δ5 = 15mm, n=1.3

Hình 2.3: Các lớp cấu tạo sàn vệ sinh

Kết quả tính toán được trình bày trong bảng sau:

Tĩnh tải sàn khu ở – sàn ban công – sàn hành lang

Các lớp cấu tạo sàn ( m )  (daN/ m 3 ) g tc (daN/m 2 ) n g s tt ( daN/m 2 )

Tổng tĩnh tải tính toán 435.9

Bảng 2.1: Tĩnh tải tác dụng lên sàn khu ở, sàn ban công, sàn hành lang

Tĩnh tải sàn khu vệ sinh

Cấu tạo sàn ( m ) (daN/m 3 ) g tc (daN/m 2 ) n gs tt (daN/m 2 )

Lớp vữa trát trần 0.015 1800 27 1.3 35.1 Đường ống,thiết bị 70

Tổng tĩnh tải tính toán 585.1

Bảng 2.2: Tĩnh tải tác dụng lên sàn khu vệ sinh

Trọng lượng của tường ngăn được chuyển đổi thành tải phân bố đều trên sàn, với cách tính gần đúng và đơn giản Tải trọng của tường ngăn đã tính đến sự giảm tải, cụ thể là trừ đi 30% diện tích lỗ cửa, và được xác định theo công thức cụ thể.

 70% trong đó: lt - chiều dài tường ht - chiều cao tường

Diện tích ô sàn được tính bằng công thức A = ld x ln, trong đó gt tc là trọng lượng đơn vị tiêu chuẩn của tường Cụ thể, tường 10 gạch ống có gt tc là 180 (daN/m²), trong khi tường 20 gạch ống có gt tc là 330 (daN/m²) Kết quả chi tiết được trình bày trong bảng sau.

Tĩnh tải do tường truyền vào sàn Ô sàn bt(m) ht lt A gt tc

Bảng 2.3: Tĩnh tải tường tác dụng lên từng ô bản sàn

Tổng tĩnh tải tác dụng lên sàn g tt = gs tt + gt tt (daN/m 2 )

CHƯƠNG 3: TÍNH CẦU THANG GVHD: Th.S VÕ MINH THIỆN Ô sàn g tt s(daN/m 2 ) g tt t(daN/m 2 ) g tt (daN/m 2 ) Ô sàn g tt s(daN/m 2 ) g tt t(daN/m 2 ) g tt (daN/m 2 )

Bảng 2.4: Tổng tỉnh tải tác dụng lên sàn

Giá trị của hoạt tải được chọn dựa theo chức năng sử dụng của các loại phòng

Hệ số độ tin cậy n, đối với tải trọng phân bố đều xác định theo điều 4.3.3 trang 15 TCVN

Hoạt tải tác dụng lên từng ô sàn

Bảng 2.5: Hoạt tải tác dụng lên sàn

2.3.4 Tổng tải trọng tác dụng lên các ô sàn

BẢN KÊ 4 CẠNH Ô sàn p tc n g tt Ps tt l1 l2 Ps tt

Bảng 2.6: Tổng tải trọng tác dụng lên các ô sàn bản kê 4 cạnh

BẢN LOẠI DẦM Ô sàn p tc n g tt p tt l1 l2 qs tt

Bảng 2.7: Tổng tải trọng tác dụng lên các ô sàn bản loại dầm

Liên kết của bản sàn với dầm, tường được xem xét theo quy ước sau:

- Liên kết được xem là tựa đơn:

 Khi bản kê lên tường

 Khi bản tựa lên dầm bê tông cốt thép (đổ toàn khối) mà có hd/hb < 3

- Liên kết được xem là ngàm khi bản tựa lên dầm bê tông cốt thép (đổ toàn khối) mà có hd/hb  3

- Liên kết là tự do khi bản hoàn toàn tự do

Tùy theo tỷ lệ độ dài 2 cạnh của bản, ta phân bản thành 2 loại:

2.4 CÁC BƯỚC TÍNH TOÁN CHO TỪNG Ô BẢN SÀN

2.4.1 Sàn bản kê bốn cạnh ngàm

L  2 thì bản được xem là bản kê, lúc này bản làm việc theo hai phương L2, L1: cạnh dài và cạnh ngắn cuả ô bản

Để tính toán ô bản đơn theo sơ đồ đàn hồi, cần lựa chọn sơ đồ tính bản phù hợp dựa trên điều kiện liên kết của bản với các dầm bê tông cốt thép, có thể là tựa đơn hoặc ngàm xung quanh.

Hình 2.4: Sơ đồ tính sàn bản kê 4 cạnh ngàm

- Cắt ô bản theo mỗi phương với bề rộng b = 1m, giải với tải phân bố đều tìm momen nhịp và gối

- Moment dương lớn nhất ở giữa bản (áp dụng công thức tính tính momen của ô bản đơn)

Mômen ở nhịp theo phương cạnh ngắn L1

Mômen ở nhịp theo phương cạnh dài L2

- Momen âm lớn nhất ở gối:

Mômen ở gối theo phương cạnh ngắn L1

Mômen ở gối theo phương cạnh dài L2

MII = ki2.P(daNm/m) trong đó: i : kí hiệu ứng với sơ đồ ô bản đang xét (i=1,2,…11)

1, 2 : chỉ phương đang xét là L1 hay L2

L1, L2 : nhịp tính toán cuả ô bảng là khoảng cách giữa các trục gối tựa

P : tổng tải trọng tác dụng lên ô bản:

Với p : hoạt tải tính toán (daN/m 2 ) q : tĩnh tải tính toán (daN/m 2 )

Tra bảng các hệ số: mi1, mi2, ki1, ki2 các hệ số phụ thuộc vào tỷ lệ

L tra bảng 1-19 trang 32 sách Sổ tay kết cấu công trình( Vũ Mạnh Hùng)

Trong trường hợp gối nằm giữa hai ô bản khác nhau thì hệ số ki1 và ki2 được lấy theo trị số trung bình giữa hai ô

L > 2 thì bản được xem là bản dầm, lúc này bản làm việc theo một phương (phương cạnh ngắn) Có các trường hợp sau :

- Đối với những bản 4 đầu ngàm có sơ đồ tính

Hình 2.5: Sơ đồ tính sàn bản loại dầm

- Cách tính: cắt bản theo phương cạnh ngắn vơí bề rộng b = 1m để tính như dầm 2 đầu ngàm

2.5 TÍNH TOÁN CỐT THÉP Ô bản loại dầm được tính như cấu kiện chịu uốn

 a = 1.5cm - khoảng cách từ trọng tâm cốt thép đến mép bê tông chịu kéo

 ho - chiều cao có ích của tiết diện

 b = 100cm - bề rộng tính toán của dải bản

 Lựa chọn vật liệu như bảng sau:

Bê tông cấp độ bền B25 Cốt thép AII

Bảng 2.8: Đặc trưng vật liệu sử dụng tính toán

Diện tích cốt thép được tính bằng công thức sau

Kiểm tra hàm lượng cốt thép theo điều kiện sau: min max

Giá trị hợp lý nằm trong khoảng từ 0.3% đến 0.9%

Kết quả tính toán được trình bày trong bảng dưới đây

2.5.1 Tính toán cốt thép bản sàn ( bản kê 4 cạnh S1, S2, S3, S4, S5) Ô sàn L1(m) L2(m) L2/L1 Các hệ số tra bảng

Bảng 2.9: Các hệ số bản kê dựa vào hệ số L 2 /L 1 Ô sàn P s tt Các hệ số Giá trị momen (daNm)

Bảng 2.10 : Giá trị nội lực các ô bản kê 4 cạnh

Kết quả tính cốt thép bản kê 4 cạnh Ô sàn

Kiểm tra μ min ≤μ≤μ ma x Ф(mm ) a(mm )

Bảng 2.11: Tính toán cốt thép cho sàn loại bản kê 4 cạnh

SVTH: HUỲNH MINH HẢO MSSV: 506105021 Trang 21

KẾT QUẢ TÍNH CỐT THÉP BẢN LOẠI DẦM Ô sàn Momen (daN.cm) b (cm) h 0 (cm)  m  A s tt (cm 2 /m)

Thép chọn à % Kiểm tra μ min ≤μ≤μ max Ф(mm) a(mm) A s chon (cm 2 /m)

Bảng 2.12: Tính toán cốt thép cho sàn loại bản dầm

2.6 BỐ TRÍ CỐT THÉP SÀN TẦNG ĐIỂN HÌNH

Cốt thép sàn tầng điển hình được bố trí trong bản vẽ KC 01/07

TÍNH TOÁN CẦU THANG 3.1 TỔNG QUAN

Cầu thang là một phương tiện giao thông đứng thiết yếu trong công trình, được cấu tạo từ các bậc liên tiếp tạo thành thân thang, kết nối qua các chiếu nghỉ và chiếu tới Đây không chỉ là một yếu tố quan trọng về công dụng mà còn mang giá trị nghệ thuật trong kiến trúc Các bộ phận cơ bản của cầu thang bao gồm thân thang, chiếu nghỉ, chiếu tới, lan can, tay vịn và dầm thang.

- Trong công trình có hai cầu thang bộ và hai buồng thang máy, đáp ứng đủ nhu cầu vận chuyển theo phương thẳng đứng của toà nhà

Khi thiết kế cầu thang, nên chọn loại cầu thang có tường bao che xây gạch để đảm bảo tính toán chính xác Với chiều cao mỗi tầng là 3.5m và kích thước buồng thang nhỏ, phương án cầu thang hai vế dạng bản sẽ là lựa chọn tối ưu.

HÌNH 3.1: MẶT BẰNG CẦU THANG

HÌNH 3.2: MẶT CẮT CẦU THANG

+ Chiều cao bậc là: h b = 175mm = 0.175(m)

+ Chiều rộng bậc là: b = 280mm = 0.28(m)

- Các tải trọng tính toán trên sàn cầu thang dựa vào tiêu chuẩn TCXDVN 2737-1995 (Tải trọng và tác động – tiêu chuẩn thiết kế)

3.2 TẢI TRỌNG TÁC DỤNG LÊN CẦU THANG

3.2.1 Tỉnh tải tác dụng lên bản thang

- Sơ bộ chọn chiều dày bản thang là: h =

HÌNH 3.3: CÁC LỚP CẤU TẠO BẢN THANG

STT Thành phần cấu tạo  i ( m )  ( daN/m 3 ) n gct (daN/m 2 )

BẢNG 3.1: KẾT QUẢ TẢI TRỌNG BẢN THÂN

- Kích thước các bậc thang được chọn theo công thức sau:

- Độ dốc bậc thang: tg b b h l 

HÌNH 3.3: CÁC LỚP CẤU TẠO BẢN THANG

- Chọn bậc thang có kích thước như hình vẽ:

HÌNH 3.4: CẤU TẠO BẬC THANG

Xác định chiều dày tương đương của lớp thứ i theo phương của bản nghiêng  tdi Đá granite:  td 1 =  b b  i cos b l h l

Bậc thang xây gạch:  td 3 = cos

STT Thành phần cấu tạo  i ( m )  ( daN/m 3 ) n gct (daN/m 2 )

BẢNG 3.2: KẾT QUẢ TẢI TRỌNG BẢN THÂN

3.2.2 Hoạt tải tác dụng lên cầu thang

- Tính độ dốc cầu thang: tg =  b b h l  28

3.2.3 Tổng tải trọng tác dụng lên cầu thang

- Tại chiếu nghỉ có tải trọng: q 1 = 549.4 + 360 = 909.4(daN/m 2 )

+ Trọng lượng lan can: g lc = 30(daN/m) và hệ số tin cậy n = 1.3

Qui tải lan can trên đơn vị m 2 của bản: g lc =

+ Trọng lượng vế thang là: q 2 = g bt ' + p tt + g lc = 761.712+ 360 + 22.9 = 1144.612(daN/m 2 )

3.3 CHỌN SƠ ĐỒ LÀM VIỆC, NỘI LỰC CỦA VẾ CẦU THANG

- Sơ đồ làm việc của của cầu thang: chọn cầu thang làm việc theo hình thức bản chịu lực Chọn sơ bộ tiết diện DCN, DCT là 200×400

- Ta có d b h h = 400÷150= 2.67: xem như liên kết giữa bản và dầm là liên kết khớp

HÌNH 3.5: MẶT BẰNG BỐ TRÍ HỆ Ô BẢN CẦU THANG

3.3.1 Tính toán bản thang nghiêng V1,V2

- Cắt một dãy bản có bề rộng b=1m theo phương nghiêng để tính

- Xem bản cầu thang làm việc như một dầm gãy Vì tỉ số b b = d b h h = 150

400 = 2.67, do đó liên kết giữa bản và dầm là khớp

- Xác định lực tác dụng lên dầm: Đối với bản nghiêng : q 2 = 1281.1 (daN/m 2 ) ×1m = 1281.1 (daN/m) Đối với bản chiếu nghỉ : q 1 = 901.2(daN/m 2 )×1m = 901.2 (daN/m) q = 909.4 daN/m 1 q = 1144.6 daN/m 2

VẾ THỨ NHẤT VẾ THỨ HAI

HÌNH 3.6: LỰC TÁC DỤNG LÊN CẦU THANG

Sử dụng chương trình ETABS để tính nội lực cho dầm gãy này Kết quả biểu đồ nội lực như sau

Vậy ta có: Mô men ở nhịp : M n = M max = 3810(daN.m)

Mô men ở gối : M g = 0.4M max = 1524 (daN.m)

HÌNH 3.9: BIỂU ĐỒ LỰC DỌC 3.3.2 Tính toán bản thang V3

- Vế 3 được xem như một ô bản có sơ đồ tính như sau:

- tải trọng tác dụng lên vế 3: q 2 cos  = 3410(daN/m)

- Xác định lực tác dụng lên dầm:

Các hệ số  1 , 2 , 21 :phụ thuộc tỷ số

2 l l (tra bảng phụ lục 13 sách BTCT tập 3 VÕ BÁ TẦM)

Mô men ở gối: Mg = 0.4Mmax = 0.4 1021.95@8.78 (daN.m)

Mô men ở nhịp: M n = M max = 3410(daN.m)

Mô men ở gối: M g = 0.4M max = 1364 (daN.m)

3.4 TÍNH THÉP CHO VẾ THANG V1, V2, V3, CN cắt bản thang có bề rộng b=1m để tính

- Chọn bê tông cấp độ bền B25 có R b = 145(daN/cm 2 )

- Thép AII có R s = 2800(daN/cm 2 )

→ Từ cấp độ bền B25 và thép AII có α R = 0.413, ζ R = 0.582

- Ta có h b (cm); a = 2(cm) => h 0 = h b –a -2 (cm) α = 2 o

→thỏa mãn  min <  <  max và 0.3 <  < 0.9

- Các giá trị mômen khác tính tương tự kết quả cho trong bảng

BẢNG 3.3: KẾT QUẢ TÍNH THÉP VẾ CẦU THANG

3.5 TÍNH DẦM CỦA CẦU THANG

3.5.1 Tính dầm chiếu nghỉ D CN

3.5.1.1 Tải trọng, sơ đồ tính cho dầm D CN

Để xác định tải trọng tác dụng lên dầm, tải bản nghiêng của cầu thang được xem như phân bố đều Điều này xảy ra do cầu thang có hai vế đối xứng nhau, dẫn đến giá trị tải phân bố lên dầm sẽ được tính toán một cách chính xác.

- Do trọng lượng bản thân dầm: chọn dầm có tiết diện 200×450 (mm) g = b d ×(h d – h s )×n×γ b = 0.2×(0.45 - 0.15)×1.1×25005 (daN/m)

- Do trọng lượng tường 100 xây lên dầm có chiều cao 1.75 m: g t = b t h t n γ t = 0.1×1.75×1.3×1800 = 409.5 (daN/m)

- Tổng tải trọng tác dụng lên dầm : q tong = 2710 + 165 + 409.5= 3284.5 (daN/m)

- Sơ đồ làm việc của dầm D CN : xem liên kết giữa dầm và cột cầu thang là dầm đơn giản , khi đó mô hình của dầm như sau

HÌNH 3.11: SƠ ĐỒ TÍNH DẦM D

3.5.1.2 Tính cốt thép dầm chiếu nghỉ D CN

- Chọn bê tông B25 có R b = 145(daN/cm 2 )

- Thép AI (AII) có R S = 2300 daN/cm 2 (2800daN/cm 2 )

→ Từ B25 và thép AII có α R = 0.418, ζ R = 0.595

- Ta có h = 45(cm), a = 3(cm) h 0 = 45-3 = 42 (cm)

Chọn 320 có As = 9.426 (cm 2 ) bố trí nhịp,  = S

As g = 0.3As n = 0.3×9.426 = 2.83(cm 2 ); chọn 220 có As = 6.284(cm 2 ) bố trí ở gối

- Các số liệu: R b = 145(daN/cm 2 ), R bt = 10.5(daN/cm 2 )

- Cốt đai có cường độ chịu kéo là Rsw = 1750 (daN/cm 2 ) của thép đai AI

Để đảm bảo an toàn cho cốt thép đai, cần kiểm tra điều kiện tính toán bằng cách lấy lực cắt Q max lớn nhất trong dầm.

- Kiểm tra điều kiện tính toán có Q max = 8875.5 (daN)

Khi Q max ≤ Q bo – không cần tính toán, chọn đặt cốt thép đai theo cấu tạo

Khi Q max > Q bo – cần tính toán

Với Q bo = b 3 (1 f  n ) b R bt bh o trong đó:  b 3 = 0.6 đối với bê tông nặng

 n = 0 (không có lực dọc) hệ số xét đến ảnh hưởng lực dọc N

 f = 0 – Xét tiết diện chữ nhật bỏ qua cánh

Q bo =0.6110.52042= 5292 (daN) < Q max = 8875.5 (daN) phải tính cốt đai

- Chọn cốt đai 6, có A SW = 0.283 (cm 2 ), đai hai nhánh n = 2

+ Bước đai tính toán: s tt = 2

Trong đó : R sw 50 (daN/cm 2 ) của thép đai AI

+ Bước đai cấu tạo: h = 45(cm)

45 = 22.5(cm) và s ct ≤ 15(cm) → s ct = 15 (cm) + Bước đai tối đa : s max =

= 62.6 (cm) s ≤ min{ s tt ; s max ; s ct ) = min{62.01 ; 62.6 ; 15)

→ Vậy chọn bước đai s = 15(cm) q SW = R nA SW SW s =1750 2 0.283 

- Khả năng chịu cắt của cốt đai là:

3.5.2 Tính dầm chiếu nghỉ D CT

3.5.2.1 Tải trọng, sơ đồ tính cho dầm D CT

Để xác định tải trọng tác dụng lên dầm, tải bản nghiêng của cầu thang được xem như phân bố đều Do cầu thang có hai vế đối xứng nhau, giá trị tải phân bố lên dầm sẽ được tính toán dựa trên đặc điểm này.

- Do trọng lượng bản thân dầm: chọn dầm có tiết diện 200×450 (mm) g = b d ×(h d – h s )×n×γ b = 0.2×(0.45 - 0.15)×1.1×25005 (daN/m)

- Do trọng lượng tường 100 xây lên dầm có chiều cao 1.75 m: g t = b t h t n γ t = 0.1×1.75×1.3×1800 = 409.5 (daN/m)

- Tổng tải trọng tác dụng lên dầm : q tong = 3360 + 165 = 3525 (daN/m)

- Sơ đồ làm việc của dầm D CT : xem liên kết giữa dầm và cột cầu thang là dầm đơn giản , khi đó mô hình của dầm như sau

HÌNH 3.12: SƠ ĐỒ TÍNH DẦM D CT

3.5.2.2 Tính cốt thép dầm chiếu nghỉ D CT

- Chọn bê tông B25 có R b = 145(daN/cm 2 )

- Thép AI (AII) có R S = 2300 daN/cm 2 (2800daN/cm 2 )

→ Từ B25 và thép AII có α R = 0.418, ζ R = 0.595

- Ta có h = 45(cm), a = 3(cm) h 0 = 45-3 = 42 (cm)

Chọn 320 có As = 9.426 (cm 2 ) bố trí nhịp,  = S

As g = 0.3As n = 0.3×9.426 = 2.83(cm 2 ); chọn 220 có As = 6.284(cm 2 ) bố trí ở gối

- Các số liệu: R b = 145(daN/cm 2 ), R bt = 10.5(daN/cm 2 )

- Cốt đai có cường độ chịu kéo là Rsw = 1750 (daN/cm 2 ) của thép đai AI

Để đảm bảo an toàn cho cốt thép đai, cần kiểm tra điều kiện tính cốt đai bằng cách sử dụng lực cắt Q max lớn nhất trong dầm.

- Kiểm tra điều kiện tính toán có Q max = 8875.5 (daN)

Khi Q max ≤ Q bo – không cần tính toán, chọn đặt cốt thép đai theo cấu tạo

Khi Q max > Q bo – cần tính toán

Với Q bo =  b 3 ( 1  f   n )  b R bt bh o trong đó:  b 3 = 0.6

 n = 0 (không có lực dọc) hệ số xét đến ảnh hưởng lực dọc N

 f = 0 – Xét tiết diện chữ nhật bỏ qua cánh

Q bo =0.6110.52042= 5292 (daN) N max 1039.8(KN) p c 2574(KN) -> thỏa yêu cầu

- Lực tác dụng lên đầu cọc:

CHƯƠNG 7: PHƯƠNG ÁN MÓNG CỌC ÉP GVHD: Th.S VÕ MINH THIỆN

6.6.5 KIỂM TRA ỨNG SUẤT NỀN DƯỚI ĐÁY MŨI CỌC

- Dùng tải trọng tiêu chuẩn: N tc = 12925.6 (kN), M x tc = 84.07 (kN.m),M y tc = 28.14

- Xác định kích thước khối móng quy ước i 22.756 0

- Kích thước móng quy ước:

Trong đó: a1, b1: khoảng cách từ mép hai hang cọc ngoài cùng đối diện nhau theo hai phía

Lc = 11.25m: chiều dài cọc tính từ đấy đài đến mũi cọc α: góc mỡ rộng so với trục thẳng đứng kể từ mép ngoài hang cọc ngoài cùng

- Diện tích móng khối qui ước tính theo hình tam chữ nhật:

HÌNH 6.8: KHỐI MÓNG QUI ƯỚC

- Trọng lượng móng khối qui ước: Wqu = S ' z m = 39.88 ×206.88= 8250.37 (kN)

Vậy lực nén tác dụng tại đáy móng khối qui ước:

N qu tc N tc W qu = 14864.4+ 8250.37 = 23114.8 (kN)

- Độ lệch tâm: Ex =M x tc

84 = 0.0036(m): quá nhỏ xem như bằng không

- Ứng suất nền dưới đáy mũi cọc

- Cường độ tiêu chuẩn của đất nền dưới đáy mũi cọc

Mũi cọc nằm ở lớp đất thứ 4 có  = 22 o tra bảng ta có: A = 0.61; B = 3.44; D = 6.01 với Bqu = 4.84(m); Zm II = 206.88(kN/m 2 );  I = 19.8(kN/m 3 ); C = 1.17(kN/m 2 )

Ta có R t/c = 777.156 (kN/m 2 ) > 1.2Pd = 1.2×579.6 = 695.5 (kN/m 2 ) >0: thoả yêu cầu

6.6.6 TÍNH LÚN MÓNG KHỐI QUI ƯỚC Ứng suất gây lún tại đáy mũi cọc:

- Tính ứng suất gây lún tại đáy mũi cọc:  0 gl = Pd - Zmtb= 579.6 – 206.88 = 372.72 (kN/m 2 )

- Bề dày phân tố lớp đất tính lún: h = 0.2B = 0.2×4.84 = 0.968 → chọn h =1(m)

- Ứng suất gây lún tại vị trí 1 đối với lớp đất thứ 4:

- Ứng suất gây lún tại vị trí 12đối với lớp đất thứ 4:

k0 = 0.1 12 gl = 0.1×372.72 = 37.3 (kN/m 2 ) Ứng suất bản thân tại đáy mũi cọc:

- Ứng suất bản thân tại đáy mũi cọc:  0 bt = Zm= 206.88 (kN/m 2 )

- Ứng suất bản thân tại vị trí 1: z = -1m so với mũi cọc:

HÌNH 6.9: BIỂU ĐỒ PHÂN BỐ ỨNG SUẤT DƯỚI ĐÁY MŨI CỌC

STT Z (m) Ưng suất bản thân

 gl (kN/m 2 ) Ưng suất gây lún giữa lớp  tb gl (kN/m 2 )

BẢNG 6.6: KẾT QUẢ TÍNH ỨNG SUẤT

- Tại vị trí 10 có  bt 04.9 (kN/m 2 ) > 5 gl =5×55.9'9.5(kN/m 2 )

- Các lớp đất tính lún đều nằm trong lớp đất thứ 4 E04 = 18000 (kN/m 2 )

- Độ lún: Công thức tính lún theo TCXDVN 45-78 là

= 0.078(m) = 7.8(cm) Sgh = 8(cm) → Thỏa mãn điều kiện

- Theo điều kiện tuyệt đối cứng: Tiết diện cột 500×800 h0 = (Bd –bc)/2 = (2.6 – 0.5)/2 = 1.05(m) và h0 = (Ld –bc)/2 = (6 – 0.8)/2 2.6 (m)

- Vậy chiều cao đài cọc chọn là h = 1.35(m)

6.6.7.2 KIỂM TRA ĐIỀU KIỆN XUYÊN THỦNG CỦA CỌC VÀO ĐÀI

Việc tính toán đâm thủng, ngoài tháp đâm thủng có độ dốc 45 0 , tuy vậy trong đài cọc, tháp đâm thủng có thể có góc nghiêng khác 45 0

Kiểm tra chọc thủng theo công thức sau:

Nct là lực đâm thủng do tổng phản lực của cọc nằm ngoài phạm vi đáy tháp, gây ra hiện tượng đâm thủng ở một phía cạnh dài của đài cọc btb Chiều dài trung bình của đáy trên và đáy dưới tháp chọc thủng là yếu tố quan trọng trong quá trình này.

Rbt: cường độ chịu kéo tính toán của bêtông ho : chiều cao có ích của tiết diện đài

HÌNH 6.10: THÁP XUYÊN THỦNG CỌC VÀO ĐÀI

Vậy theo hình 7.10 thì tháp chọc thủng phủ lên cả 2 tim cọc do đó đài không bị chọc thủng

6.6.7.3 KIỂM TRA KHẢ NĂNG CHỊU CẮT CỦA ĐÀI

Khả năng chịu cắt của đài:

Qb= 0,6.Rbt.b.ho =0,6×10.5×260×120 = 196560(KG)65.6 (KN)

Sơ đồ tính của đài là dầm đơn giản có đầu thừa kê lên 2 gối là 2 cột:

Lực cắt lớn nhất trong khoảng giửa 2 mép cột là: 1540.7(KN) < Qb= 1965.6 (KN)

Vậy đài cọc đảm bảo khả năng chịu cắt

6.6.8 TÍNH THÉP CHO ĐÀI CỌC

6.6.8.1 TÍNH THÉP THEO PHƯƠNG TRỤC X

HÌNH 6.11: SƠ ĐỒ TÍNH THÉP CHO ĐÀI CỌC ĐƠN THEO PHƯƠNG X

- Mômen do cọc 1,2; 3,4; 5, tác dụng lên đài:

- Mômen do cọc 11,12; 13,14; 15, tác dụng lên đài:

- Chọn bê tông B25 có Rb = 145 (daN/cm 2 ), thép AII có Rs = 2800 (daN/cm 2 ), h0=1.2(m)

 = 119.07 (cm 2 ) Chọn 35ỉ22a250 cú As = 133.035 (cm 2 )

6.6.8.2 TÍNH THÉP THEO PHƯƠNG TRỤC Y

HÌNH 6.12: SƠ ĐỒ TÍNH THÉP CHO ĐÀI CỌC ĐƠN THEO PHƯƠNG Y

N tt u38.9KN 1.15 N tc e55.6KN N tc u78.2KN 1.15 N tc e8.97KN tt

M x 3.5KN.m 1.15 M x tc 0.87KN.m M x tc 3.3KN.m 1.15 M x tc 0.27KN.m tt

M y =-145.4KN.m 1.15 M tc y =-126.4KN.m M tc y 2.1KN.m 1.15 M tc y 2.26KN.m tt

Q x =-164.91KN 1.15 Q x tc =-143.4KN Q x tc 5.17KN 1.15 Q x tc 3.63KN tt

Q y =-17.75KN 1.15 Q tc y =-15.43KN Q tc y =-17.48KN 1.15 Q y tc =-15.2KN

BẢNG 6.7: BẢNG NỘI LỰC TÍNH MÓNG

Chọn nội lực lớn nhất (khung trục D) để tính, thiết kế chung cho cả 2 móng

6.7.2 CHỌN SƠ BỘ SỐ CỌC VÀ DIỆN TÍCH ĐÀI CỌC

- Chọn sơ bộ số lượng cọc:

- Bố trí các cọc, kích thước đài cọc khoảng cách giữa các cọc là 3d ÷ 6d → khoảng cách chọn là 1.25m

→ Kích thước tiết diện đài cọc là: b×l = 2.6×3(m) như hình vẽ

HÌNH 6.13: MẶT BẰNG BỐ TRÍ CỌC

- Kiểm tra điều kiện móng làm việc là móng cọc đài thấp:

Chiều sâu chôn móng: b tg Q h 

0 (Nền & Móng) trang 156 cuả Lê Đức Thắng

Vậy thỏa điều kiện tính toán theo móng cọc đài thấp

6.7.4 XÁC ĐỊNH TẢI TRỌNG TÁC DỤNG LÊN ĐẦU CỌC

- Trọng lượng đất trên đài: Wd =S d h= 2.6×3×19.7 ×1.5 = 230.49 (kN)

- Tải do công trình tác dụng lên đầu cọc xác định theo công thức:

 0 2 max 0 2 max min max, i tt y i tt x c tt x x M y y

Trong đó nc = 15: số cọc; x i 2 = 1.05 2 ×3 + (-1.05) 2 ×3 = 6.615(m 2 )

- Xác định kích thước khối móng quy ước i 0

Lc = 11.25m: chiều dài cọc tính từ đấy đài đến mũi cọc α: góc mỡ rộng so với trục thẳng đứng kể từ mép ngoài hang cọc ngoài cùng

- Diện tích móng khối qui ước tính theo hình tam giác:

- Trọng lượng móng khối qui ước: Wqu = S ' z m = 25.36×206.88 = 5246.5 (kN)

N qu tc N tc W qu = 658.97+5246.5 = 6103.4 (kN)

- Ứng suất nền dưới đáy mũi cọc: Pd tc qu qu

- Cường độ tiêu chuẩn của đất nền dưới đáy mũi cọc:

Mũi cọc nằm ở lớp đất thứ 4 có  = 22 o tra bảng ta có: A = 0.61; B = 3.44; D = 6.01 với Bqu = 4.84(m); Zm II = 206.88(kN/m 2 );  I = 19.8(kN/m 3 ); C = 1.17(kN/m 2 )

Ta có R t/c = 777.2 (kN/m 2 ) > 1.2Pd = 1.2×240.67 = 288.8(kN/m 2 ) >0: thoả yêu cầu

6.7.6 TÍNH LÚN MÓNG KHỐI QUI ƯỚC Ứng suất gây lún tại đáy mũi cọc:

- Bề dày phân tố lớp đất tính lún: h = 0.2B = 0.2×4.84 = 0.968 → chọn h =1(m)

k0 = 0.454 2 gl = 0.454×33.79 = 7.22 (kN/m 2 ) Ứng suất bản thân tại đáy mũi cọc:

 gl (kN/m 2 ) Ưng suất gây lún giữa lớp gl

- Theo điều kiện tuyệt đối cứng: Tiết diện cột 500×800 h0 = (Bd –bc)/2 = (2.6 – 0.5)/2 = 1.05(m) và h0 = (Ld –bc)/2 = (6 – 0.8)/2 = 2.6 (m)

- Vậy chiều cao đài cọc chọn là h = 1.35(m)

6.7.7.2 KIỂM TRA ĐIỀU KIỆN XUYÊN THỦNG CỦA CỌC VÀO ĐÀI

Lực đâm thủng Nct được xác định bằng tổng phản lực của cọc, nằm ngoài phạm vi đáy tháp Hiện tượng này xảy ra ở một phía cạnh dài của đài cọc btb, với chiều dài trung bình của đáy trên và đáy dưới tháp chọc thủng.

Rbt: cường độ chịu kéo tính toán của bêtông ho : chiều cao có ích của tiết diện đài

HÌNH 6.14: THÁP XUYÊN THỦNG CỌC VÀO ĐÀI

Vậy theo hình 8.11 thì tháp chọc thủng phủ lên cả 2 tim cọc do đó đài không bị chọc thủng

6.7.8.1 TÍNH THÉP THEO PHƯƠNG TRỤC X

- Mômen do cọc 3, 6, 9 gây ra:

- Mômen do cọc 1, 4, 7 gây ra:

- Ta chọn M = 2015.86 (kN.m) để tính thép

- Chọn bê tông B25 có Rb = 145 (daN/cm 2 ), thép AII có Rs = 2800 (daN/cm 2 ), có h0

6.7.8.2 TÍNH THÉP THEO PHƯƠNG TRỤC Y

- Mômen do cọc 1,2,3 tác dụng lên đài:

- Mômen do cọc 7,8,9 tác dụng lên đài:

- Ta chọn M = 1753.04 (kNm) để tính thép

 = 57.97 (cm 2 ) Chọn19 ỉ20a140 cú As = 59.698(cm 2 )

CHƯƠNG 8: PHƯƠNG ÁN MÓNG CỌC KHOAN NHỒI GVHD: Th.S VÕ MINH THIỆN

PHƯƠNG ÁN MÓNG CỌC KHOAN NHỒI 7.1 TỔNG QUAN VỀ MÓNG CỌC KHOAN NHỒI

7.1 TỔNG QUAN VỀ MÓNG CỌC KHOAN NHỒI

+ Khái quát về cọc khoan nhồi

Cọc khoan nhồi là loại cọc được đổ tại chỗ, thường được sử dụng trong các công trình cầu đường, thủy lợi, cũng như trong xây dựng dân dụng và công nghiệp Đặc biệt, loại cọc này đóng vai trò quan trọng trong việc xây dựng nhà cao tầng tại Thành phố Hồ Chí Minh.

Trong điều kiện xây chen, cọc khoan nhồi đã phát triển mạnh mẽ với nhiều tiến bộ ứng dụng Sau khi thi công, chất lượng cọc khoan nhồi thường được kiểm tra bằng các phương pháp như thí nghiệm nén tĩnh, siêu âm, đo sóng ứng suất và tia γ Cọc khoan nhồi có những ưu điểm và nhược điểm riêng cần được xem xét kỹ lưỡng.

Có khả năng chịu tải lớn, sức chịu tải của cọc khoan nhồi với đường kính lớn và chiều sâu lớn có thể chịu tải hàng nghìn tấn

Phương pháp thi công này không gây ra chấn động cho các công trình lân cận, rất phù hợp cho việc xây dựng chen chúc trong các đô thị lớn, đồng thời khắc phục những nhược điểm của các loại cọc đóng trong điều kiện thi công tương tự.

Có khả năng mở rộng đường kính và chiều dài cọc, hay mở rộng đáy cọc

Lượng cốt thép bố trí trong cọc khoan nhồi thường ít so với cọc đóng (đối với cọc đài thấp)

Có khả năng thi công cọc qua các lớp đất cứng nằm xen kẻ hay qua các lớp cát dày mà không thể ép được

Giá thành thường cao so với phương án móng cọc khác

Công nghệ thi công cọc đòi hỏi kỹ thuật cao

Biện pháp kiểm tra chất lượng bê tông cọc thường phức tạp nên gây tốn kém trong quá trình thực thi

Khối lượng bê tông có thể thất thoát trong quá trình thi công nếu thành lỗ khoan không đảm bảo, dẫn đến nguy cơ sập Ngoài ra, việc nạo vét đáy lỗ khoan trước khi đổ bê tông cũng có thể gây ảnh hưởng tiêu cực đến chất lượng thi công cọc.

Ma sát bên thân cọc có phần giảm đi đáng kể so với cọc đóng và cọc ép do công nghệ khoan tạo lỗ

7.2 CHỌN KÍCH THƯỚC, VẬT LIỆU, CHIỀU SÂU CHÔN CỌC

- Chọn cọc dài 16m, đường kớnh 0.8m, đặt 12ỉ18, dựng đai 8 a200, mũi cọc ngàm vào lớp đất 4, cọc ngàm vào đài 20cm

- Vật liệu: Bêtông B25 (Rb = 145 daN/cm 2 )

Cốt thép dọc chịu lực loại AII (Rs = 2800 (daN/cm 2 )

7.3 TÍNH SỨC CHỊU TẢI CỦA CỌC

7.3.1 SỨC CHỊU TẢI CỦA CỌC THEO VẬT LIỆU

- Sức chịu tải theo vật liệu của cọc tính theo TCXD 195 – 1997

Pvl = km×(RuAb+RanAa) Trong đó:

Ab: là diện tiết diện cọc (cm 2 )

Ru: cường độ tính toán của bêtông cọc khoan nhồi, xác định như sau:

+ Đối với cọc đổ bêtông dưới nước hoặc dung dịch sét, R u =

60 (daN/cm 2 ); R: mác bê tông

As – là diện tích cốt thép dọc trong cọc (cm 2 )

Ran – cường độ tính toán của cốt thép xác định như sau:

+ Đối với cốt thộp nhỏ hơn ỉ28: Ran 5 1

R c không lớn hơn 2200(daN/cm 2 )

- Dùng bêtông B30 và cốt thép AII, vì thi công dưới MNN và dưới bùn nên:

= 77.8 > 60(daN/cm 2 )  lấy Ru = 60 (daN/cm 2 )

R an : cường độ tính toán của thép; Rc: giới hạn chảy của thép

Vậy khả năng chịu tải theo vật liệu của cọc là:

7.3.2 SỨC CHỊU TẢI CỦA CỌC THEO ĐẤT NỀN

7.3.2.1 THEO PHƯƠNG PHÁP TRA BẢNG (phụ lục A: TCXD 205 -1998)

Hệ số điều kiện làm việc được xác định với m = 1 và mR = 1 cho đất dưới mũi cọc Cường độ chịu tải của đất dưới mũi cọc (qp) được tính theo công thức: qp = 0.75 (β γ1' d Ap k0 + α γ1 LB k0), với các tham số β, γ1, d, Ap, α, LB và k0 là các yếu tố ảnh hưởng đến khả năng chịu tải của cọc.

,A k 0 ,,B k 0 : hệ số lấy theo bảng A.6 - phụ lục A TCXD 205-1998

+d p = 0.8 = 0.34  1 ' : trị tính toán của trọng lượng thể tích đất (kN/m 3 ) ở phía dưới mũi cọc:

1= 9.8 (kN/m 3 )  1 : trị tính toán trung bình của trọng lượng thể tích đất (kN/m 3 ) nằm phía trên mũi cọc:

L: chiều dài cọc (m): L = 16(m) dp: đường kính của cọc nhồi: d p = 0.8(m)

Diện tích mũi cọc được tính là Ap = 0.5024 m², trong khi chu vi ngoài của cọc là u = 3.14 × 0.8 = 2.512 m Hệ số điều kiện làm việc của đất ở mặt bên của cọc được xác định theo bảng A5 - phụ lục A với giá trị mf = 0.6 Ma sát mặt bên của lớp đất thứ I của thân cọc (fsi) được lấy theo bảng A2 - phụ lục A TCXD 205-1998.

HÌNH 7.1: PHÂN CHIA ĐẤT NỀN

3-1 3.35 0.7 Sét pha xám vàng nâu trạng thái dẻo 0.4 29 30.59616

1-2 4.5 1.6 Sét pha màu nâu đỏ, lẫn sạn sỏi laterit, trạng thái nữa cúng 0.09 70 168.8064

2-2 6.1 1.6 Sét pha màu nâu đỏ, lẫn sạn sỏi laterit, trạng thái nữa cúng 0.09 70 168.8064

1-3 7.8 1.8 Sét pha xám vàng nâu, trạng thái nữa cứng 0.11 62.5 169.56

2-3 9.55 1.7 Sét pha xám vàng nâu, trạng thái nữa cứng 0.11 66 169.10784

1-4 11.4 2 Cát pha xám vàng, trạng thái nữa cứng 0.21 68.5 206.4864

2-4 13.4 2 Cát pha xám vàng, trạng thái nữa cứng 0.21 72 200.75904

3-4 15.4 2 Cát pha xám vàng, trạng thái nữa cứng 0.21 72 200.75904

4-4 17.3 1.8 Cát pha xám vàng, trạng thái nữa cứng 0.21 75.5 210.51816 c f si i u  m f l 1525.4

BẢNG 7.1: KẾT QUẢ MA SÁT BÊN f S

Suy ra: Qa tc tc

- Ta có công thức cơ bản: Qu = Qp+Qs = qpAp + uΣfsili

- Trong đó: Qp = qpAp; Qs = uΣfsili lần lượt là khả năng chịu mũi và chịu ma sát của cọc được xác định như sau:

7.3.2.2.1 KHẢ NĂNG CHỊU MŨI CỦA CỌC

- Tính qp = CNc + ' Z N m q Tính tại vị trí mũi cọc Mũi cọc đặt ở độ sâu 38m so với mặt đất tự nhiên, nằm trong lớp thứ 7, dưới mực nước ngầm:

 a = 22 0 – 3 = 19 0 (áp dụng cho trường hợp cọc khoan nhồi)

C a = 0.7C = 0.7×1.17 = 0.819 (kN/m 2 ), φ = 22 0 tra bảng Nc = 7.82; Nq = 16.88

Zm = 18.2(m): độ sâu của mũi cọc so mặt đất tính toán

= 0.5024 (m 2 ) Suy ra Qp = qpAp = 4160.23×0.5024 = 2090.1 (kN)

Khả năng chịu tải do ma sát của cọc được xác định bằng lực ma sát và lực dính của đất xung quanh, được tính theo công thức cơ bản của Coulomb: S = C + σ tg φ Trong đó, lực ma sát f si được biểu diễn bằng f si = C a + σ x 'tg φ a, cho thấy sự ảnh hưởng của áp lực và góc ma sát đến khả năng chịu tải của cọc.

Ca: lực dính của đất và cọc bằng 0.7C

 a : lực ma sát của đất và cọc bằng 0.7

 x '= Ks Z ' lực ép ngang của đất vào hông cọc ks = (1.2-1.4)(1-sin) hệ số áp lực ngang

 : ứng suất do trọng lượng bản thân đất tại vị trí ngay giữa lớp đất cần tính

KN.m KN.m KN.m KN.m KN.m

HÌNH 7.2: BIỂU ĐỒ ỨNG SUẤT BẢN THÂN CÁC LỚP ĐẤT

- Tại lớp đất thứ 3-1: trọng lượng riêng:  s = 19.7(kN/m 3 ); L = 0.7(m)

C = 17.3(kN/m 2 ), = 20 0 ; nằm trên mực nước ngầm

- Ứng suất bản thân tại giữa lớp đất thứ 1:  Z ' 3 1 = 19.7×5.2 = 102.44 (kN/m 2 )

Ks = 1.2(1-sin) = 1.2×(1-sin20) = 0.79; Ca = 0.7C = 0.7×17.3 = 12.11(kN/m 2 )

Suy ra: f si C a  x 'tg a = 12.11+0.79×102.44 ×tg14 0 = 32.287 (kN/m 2 )

- Các lớp còn lại tính toán tương tự kết quả cho trọng bảng sau:

BẢNG 7.2: KẾT QUẢ MA SÁT MẶT BÊN CỌC

- Ta được :Qs = u  f l si i trong đó u: chu vi của cọc, li : chiều dài từng lớp đất mà cọc xuyên qua

- Sức chịu tải cho phép của cọc tính theo công thức: s p a s p

FSs: hệ số an toàn cho thành phần ma sát bên, lấy bằng 1.5÷2.0

FSp: hệ số an toàn cho sức chống dưới mũi cọc, lấy bằng 2.0÷3.0

→ Giá trị sử dụng được chọn với hệ số an toàn bằng 3 cho chịu mũi và bằng 2 cho chịu ma sát:

- Từ kết quả tính sức chịu tải của cọc theo hai phương ta có Qa = (2605.44;

1615.14); thiên về an toàn ta chọn Qa = 1615.04 (kN) < PVL= 3262.68 (kN )

Nội lực được lấy từ bảng tổ hợp nội lực cột khung trong ETABS 9.7

N tt u05KN 1.15 N tc e26.09KN N tt s59.4KN 1.15 N tc c99.5KN tt

M x = - 238.36KN.m 1.15 M x tc =-207.3KN.m M x tt 1.95KN.m 1.15 M x tc 3.43KN.m tt

M y = -19.35KN.m 1.15 M tc y =-16.83KN.m M tt y =-16.97KN.m 1.15 M tc y =-14.76KN.m tt

Q x 3.6KN 1.15 Q x tc 1.65KN Q x tt 2.2KN 1.15 Q x tc (KN tt

Q y = - 83.8KN 1.15 Q tc y =-72.52KN Q tt y 1.2KN 1.15 Q y tc 4.1KN

1 Xác định trọng tâm móng

NC tt.x = NB tt.(a- x) Với a là khoảng cách giữa trọng tâm 2 cột B và C ta có a=3 m

Ta quy nội lực về trọng tâm móng O

N tt 864.4KN 1.15 N tc 925.6KN tt

BẢNG 7.3: BẢNG NỘI LỰC TÍNH MÓNG 7.4.2 CHỌN SƠ BỘ SỐ CỌC, DIỆN TÍCH ĐÀI CỌC

- Bố trí các cọc, kích thước đài cọc khoảng cách giữa các cọc là 3d = 3×0.8 = 2.4m

→ Kích thước tiết diện đài cọc là: b×l = 3.6×8.4(m) như hình vẽ

- Kiểm tra điều kiện móng làm việc là móng cọc đài thấp

-Chiều sâu chôn móng b tg Q h 

Qe.8KN b: chọn sơ bộ 3(m)

- Trọng lượng đất trên đài: Wd =S d h= 3.6×8.4×19.7× 1.5= 893.592 (kN)

Lực dọc tính toán đưa về đáy móng

- Trong đó nc = 8: số cọc;  x i 2 = 8×1.2 2 = 11.52(m 2 )

N max 1947.39(KN) p c 8712(KN) -> thỏa yêu cầu

7.4.5 TÍNH TOÁN CỌC CHỊU TẢI TRỌNG NGANG VÀ CỐT THÉP TRONG

7.4.5.1 XÁC ĐỊNH TẢI TRỌNG TÁC DỤNG LÊN MỖI ĐẦU CỌC

Lực ngang Hx, Hy tác dụng lên đầu cọc ở đáy đài: max tt c

 n ,với nc: là số cọc ở đáy đài

BẢNG 8.4: XÁC ĐỊNH LỰC NGANG H X , H Y TÁC DỤNG LÊN ĐẦU CỌC

Hx (kN) Hy (kN) Tính toán 4.33 8.28 Tiêu chuẩn 3.77 7.2

7.4.5.2 KIỂM TRA CHUYỂN VỊ NGANG VÀ GÓC XOAY ĐẦU CỌC

Tính toán cọc chịu tải trọng ngang (theo biến dạng) nhằm kiểm tra các điều kiện sau đây: gh n S

 : chuyển vị ngang (m) và góc xoay (rad) của đầu cọc, xác định theo tính toán gh

Giá trị giới hạn cho phép của chuyển vị ngang (m) và góc xoay (rad) của đầu cọc được quy định trong nhiệm vụ thiết kế nhà và công trình.

Tính toán chuyển vị ngang của cọc  n (m) và góc xoay  (rad) của đầu cọc theo các công thức sau:

Trong đó: y0: chuyển vị ngang của tiết diện cọc ở mức đáy đài y0 = H0HH + M0HM

0: góc xoay của tiết diện cọc ở mức đáy đài

H, M: giá trị tính toán của lực cắt và momen uốn đầu cọc l0: chiều dài đoạn cọc từ đáy đài đến mặt đất, trong xây dựng dân dụng l0 = 0

H0: giá trị tính toán lực cắt tại mỗi đầu cọc (H0 = H)

M0: giá trị momen tại mỗi đầu cọc, M0 = Mng (vì l0 = 0)

Mn: giá trị momen ngàm tại vị trí cọc và đài:

HH: chuyển vị ngang của tiết diện (m/kN) do lực H0 = 1

HM: chuyển vị ngang của tiết diện (1/kN) do moment M0 =1

MH: góc xoay của tiết diện (1/kN) do lực H0 = 1

MM: góc xoay của tiết diện (1/(kN.m)) do moment M0 = 1

Tất cả được xác định theo các công thức sau:

A0, B0, C0 : hệ số không thứ nguyên, lấy theo Bảng G2/TCXD 205-1998

Le: chiều sâu tính đổi của phần cọc trong đất, Le = bd×L L: chiều sâu mũi cọc tính từ đáy đài

Hệ số tỉ lệ K được xác định theo Bảng G1/ TCXD 205-1998 Khi tính toán cọc chịu lực ngang, chỉ đoạn cọc có chiều dài lah từ đáy đài được xem là có tác dụng.

Chiều sâu ảnh hưởng của nền đất khi cọc chịu lực ngang được lấy như sau:

K = 5600 kN/m^4, do thuộc lớp cát mịn lẫn bột và cát hạt trung trong trạng thái chặt, giá trị K này cao hơn 30% so với giá trị lớn nhất ghi trong bảng cho loại đất sét.

bd: hệ số biến dạng, xác định theo công thức:

Với bc: chiều rộng qui ước của cọc, được xác định như sau:

Khi d ≥ 0.8m thì bc = d + 1m Khi d < 0.8m thì bc = 1.5d + 0.5m Suy ra: d = 0.8m thì bc = d + 1 = 0.8+1 = 1.8m

Eb: mođun đàn hồi của bêtông cọc, Eb = 32.5×10 3 Mpa= 32.5×10 6 kN/m 2 (B30)

I : momen quán tính của tiết diện ngang cọc

Với K, bc, Eb, I như trên thì

Chiều sâu tính đổi của cọc trong đất: Le = bd×L = 0.1252×30 = 3.756 m

Chuyển vị ngang đầu cọc được xác định như sau:

nx = y0x =H 0 x  HH M ng y  HM = 4.33×1.937×10 -3 – 68.64×0.160×10 -3 = -2.59×10 -3 m = - 0.259(cm)

ny = y0y =H 0 y  HH M ng x  HM = 8.28×1.937×10 -3 – 35.90×0.160×10 -3 = 9.437×10 -3 (m) = 0.9437 (cm)

ny = 0.9437 (cm) < 1 (cm) Vậy cọc thỏa mãn điều kiện chuyển vị ngang đầu cọc

Do cọc ngàm vào đài nên góc xoay đầu cọc = 0

7.4.5.3 XÁC ĐỊNH ÁP LỰC TÍNH TOÁN, MOMENT UỐN, LỰC CẮT VÀ LỰC

Trong tiết diện cọc, các thông số quan trọng như áp lực tính toán σz, momen uốn Mz, lực cắt Qz và lực dọc Nz được xác định thông qua các công thức chuyên dụng.

Mz =  bd 2 EbIy0A3+ MngC3 + 0 3 bd

Qz = bd 3 EbIy0A4 + bd MngC4 + H0D4

Các hệ số A1, B1, C1, D1; A3, B3, C3, D3; A4, B4, C4, D4 tra Bảng G3/ TCXD

205-1998 ze: chiều sâu tính đổi: z e  bd z (m) z : chiều sâu thực tế vị trí tiết diện cọc trong đất tính từ đáy đài đến mũi cọc (m)

Các thông số khác có ý nghĩa như trên, tải trọng tính toán Kết quả tính toán được trình bày trong bảng 7.5 z (m) z e (m) A 3 B 3 C 3 D 3 M x (kNm) A 4 B 4 C 4 D 4

BẢNG 7.5: MOMEN M X VÀ LỰC CẮT Q Y TẠI CÁC TIẾT DIỆN THEO CHIỀU DÀI CỌC

7.4.5.4 KIỂM TRA ĐỘ ỔN ĐỊNH CỦA ĐẤT NỀN QUANH CỌC KHI CHỊU ÁP

LỰC NGANG Điều kiện không phá hỏng đất nền quanh cọc khi chịu áp lực ngang:

z : áp lực tính toán tại độ sâu z

Vì Le = 3.756 >2.5 m Ta kiểm tra điều kiện này tại vị trí:

Z = 0.85/bd = 0.85/0.1252 = 6.789 m ze = bd×z = 0.1252×6.789 = 0.85 m Các giá trị A1, B1, C1, D1 được lấy như trong Bảng G3/TCXDVN 205-1998 Với ze = 0.85, tra Bảng G3/ TCXDVN 205-1998 ta được:

Ta có: K = 5430 kN/m 4 ; bd = 0.1252; y0 = 9.437×10 -3 m; Eb = 32.5×10 6 kN/m 2 ;

gh: áp lực giới hạn tại độ sâu z = 6.789 m

+ 1=1 + 2: hệ số kể đến phần tải trọng thường xuyên trong tổng tải trọng, tính theo công thức:

Mp: Monent do tải trọng ngoài thường xuyên, tính toán ở tiết diện móng mức mũi cọc, lấy Mp = 0.5M0 tc = 30.615 kNm

Mv: Monent do tải tam thời, lấy Mv = 0.5M0 tc = 30.615 kNm n: là hệ số lấy bằng 2.5 trừ các trường hợp sau:

* Những công trình quan trọng:

+ Khi Le ≤ 2.5 lấy n = 4 + Khi Le ≥ 5 lấy n = 2.5 + Khi Le nằm giữa các trị số thì nội suy n

* Móng 1 hàng cọc chịu tải trọng lệch tâm thẳng đứng nên lấyn 4, không phụ thuộc vào Le

→ 2 = 0.57 +  = 0.6 (đối với cọc khoan nhồi) Đầu cọc nằm trong lớp đất thứ 4 nên ta có các tính chất cơ lý như sau:

Kiểm tra: z= 287.83 kN/m 2 <  gh = 669.67 (kN/ m 2 )

Vậy nền đất quanh cọc không bị phá hỏng khi chịu áp lực ngang

- Dùng tải trọng tiêu chuẩn: N tc = 12925.6 (kN), M x tc = 84.07 (kNm),M y tc = 28.14

- Tính móng khối qui ước với góc ma sát trung bình:

Trong đó: B, L: khoảng cách từ mép hai hàng cọc ngoài cùng đối diện nhau theo hai phía

Lc = 15.2m: chiều dài cọc tính từ đáy đài đến mũi cọc α: góc mỡ rộng so với trục thẳng đứng kể từ mép ngoài hang cọc ngoài cùng

- Diện tích móng khối qui ước:

- Trọng lượng móng khối qui ước: Wqu = S ' z m = 53.9136×246.08 = 13267.06 (kN)

- Vậy lực nén tác dụng tại đáy móng khối qui ước:

N qu tc N tc W qu = 12925.6 + 13267.06 = 26192.65 (kN)

- Độ lệch tâm: Ex = M x tc

- Phản lực nền dưới đáy mũi cọc: Pd tc qu qu

Mũi cọc nằm ở lớp đất thứ 4 có  = 22 o tra bảng ta có A = 0.61; B = 3.44; D = 6.01 với Bqu = 5.76 (m); Zm II = 246.08 (kN/m 2 );  I = 19.8(kN/m 3 ); C = 1.17 (kN/m 2 )

Ta có R t/c = 922.99 (kN/m 2 )> 1.2Pd=1.2 × 485.83= 582.99 (kN/m 2 ) > 0 → thoả yêu cầu

7.4.7 TÍNH LÚN CHO MÓNG KHỐI QUI ƯỚC

- Tính ứng suất gây lún tại đáy mũi cọc:  0 gl = Pd - Zmtb= 485.83–246.08 = 239.75 (kN/m 2 )

- Bề dày phân lớp tính lún: h = 0.2B = 0.2×5.76 = 1.152(m)

→ chọn bề dày phân lớp là h = 1(m)

k0 = 0.2 10 gl = 0.2×239.75 = 47.95 (kN/m 2 ) Ứng suất bản thân tại đáy mũi cọc

Tại điểm 9 dứt tính lún:  z gl 57.540,2. bt z = 0,2 334.28= 66.856(kN/m 2 )

246.08(KN/m) 2 255.88(KN/m) 2 265.08(KN/m) 2 274.48(KN/m) 2 285.28(KN/m) 2 295.08(KN/m) 2 304.88(KN/m) 2 314.68(KN/m) 2 324.48(KN/m) 2

239.75(KN/m) 2 234.4(KN/m) 2 213.37(KN/m) 2 183.4 (KN/m) 2 151.04(KN/m) 2 124.2 (KN/m) 2 100.695(KN/m) 2 83.19 (KN/m) 2 69.278(KN/m) 2 57.54(KN/m) 2

= 0.058(m) = 5.8 (cm) < Sgh = 8(cm) → Thỏa mãn điều kiện

7.4.8.1 CHỌN CHIỀU CAO ĐÀI CỌC

- Theo điều kiện tuyệt đối cứng: Tiết diện cột 500×800 h0 = (Bd –bc)/2 = (3 - 1)/2 = 1 (m) và h0 = (Ld –bc)/2 = (6.6 - 1)/2 = 2.8 (m)

- Chọn lớp bảo vệ a = 0.15(m) Vậy chiều cao đài cọc chọn là h = 1.7(m)

7.4.8.2 KIỂM TRA CHOC THỦNG CỦA CỌC VÀO ĐÀI

HÌNH 7.5: THÁP XUYÊN THỦNG CỌC VÀO ĐÀI THEO PHƯƠNG Y

P : lực chọc thủng bằng tổng phản lực của các cọc nằm ngoài phạm vi đáy tháp chọc thủng, ở đây số cọc nằm ngoài đáy tháp chọc thủng

→ P = ΣNi = 9851.21 (kN) bc, hc : kích thước tiết diện đài, bc = 3m, hc = 6.6m h0 : chiều cao có ích của đài móng, h0 = 1.7 – 0.15 = 1.55 m

C1, C2 : khoảng cách trên mặt bằng từ mép vách đến mép đáy tháp chọc thủng, do C1, C2 > 0.5h0 nên lấy C1 = C2 = 1.7 m

Rbt : cường độ tính toán chịu kéo của bê tông, Rbt = 1050 kN/m 2 α1, α 2 : các hệ số được xác định như sau:

= [2.04(4+2) + 2.04(6.4+2)]×1.85×1200 = 65214.72 (kN) VậyP[ 1 (b c C 2 ) 2 (h c C 1 )]h R 0 bt Do đó chiều cao đài hđài = 1.7 m là thỏa mãn điều kiện để đài không bị chọc thủng

HÌNH 8.6: SƠ ĐỒ TÍNH THÉP CHO ĐÀI CỌC THEO PHƯƠNG X

- Mô men do cọc 2, 4, 6, 8 gây ra: M = (N2 + N4 + N6 + N8)×lx

- Mô men do cọc 1, 3, 5, 7 gây ra : M = (N1 + N3 + N5 + N7)×lx

Chọn 30ỉ22a250cú diện tớch thộp là As = 133.035 (cm 2 )

- Ta chọn M = 6973.58 (kN.m) để tính thép

Chọn 49ỉ22a100 cú diện tớch thộp là As = 186.249 (cm 2 )

N tt u38.9KN 1.15 N tc e55.6KN N tc u78.2KN 1.15 N tc e8.97KN tt

M x 3.5KN.m 1.15 M x tc 0.87KN.m M x tc 3.3KN.m 1.15 M x tc 0.27KN.m tt

M y =-145.4KN.m 1.15 M tc y =-126.4KN.m M tc y 2.1KN.m 1.15 M tc y 2.26KN.m tt

Q x =-164.91KN 1.15 Q x tc =-143.4KN Q x tc 5.17KN 1.15 Q x tc 3.63KN tt

Q y =-17.75KN 1.15 Q tc y =-15.43KN Q tc y =-17.48KN 1.15 Q y tc =-15.2KN

Chọn nội lực lớn nhất (khung trục D) để tính, thiết kế chung cho cả 2 móng

7.5.2 CHỌN SƠ BỘ SỐ CỌC VÀ DIỆN TÍCH ĐÀI CỌC

- Bố trí các cọc, kích thước đài cọc khoảng cách giữa các cọc là 3d = 3×0.8 = 2.4(m)

→ Kích thước tiết diện đài cọc là: b×l = 3.6×3.6(m) như hình vẽ

- Kiểm tra điều kiện móng làm việc là móng cọc đài thấp:

Chiều sâu chôn móng: b tg Q h 

Vậy thỏa điều kiện tính toán theo móng cọc đài thấp

- Trọng lượng đất trên đài: Wd =S d h= 3.6×3.6×19.7 ×1.5 = 382.968 (kN)

Trong đó nc = 4: số cọc; x i 2 = 1.35 2 ×2 + (-1.35) 2 ×2 = 7.92(m 2 )

7.5.5 TÍNH TOÁN CỌC CHỊU TẢI TRỌNG NGANG VÀ CỐT THÉP TRONG

7.5.5.1 XÁC ĐỊNH TẢI TRỌNG TÁC DỤNG LÊN MỖI ĐẦU CỌC

Lực ngang Hx, Hy tác dụng lên đầu cọc ở đáy đài: max tt c

 n ,với nc: là số cọc ở đáy đài

Hx (kN) Hy (kN) Tính toán 1.89 9.27 Tiêu chuẩn 1.64 8.06

BẢNG 8.8: XÁC ĐỊNH LỰC NGANG H X , H Y TÁC DỤNG LÊN ĐẦU CỌC

7.5.5.2 KIỂM TRA CHUYỂN VỊ NGANG VÀ GÓC XOAY ĐẦU CỌC

Tính toán cọc chịu tải trọng ngang (theo biến dạng) nhằm kiểm tra các điều kiện sau đây: gh n S

 : chuyển vị ngang (m) và góc xoay (rad) của đầu cọc, xác định theo tính toán gh

Giá trị giới hạn cho phép của chuyển vị ngang (m) và góc xoay (rad) của đầu cọc, được quy định trong nhiệm vụ thiết kế nhà và công trình, là yếu tố quan trọng trong việc đảm bảo sự an toàn và ổn định cho các công trình xây dựng.

Tính toán chuyển vị ngang của cọc  n (m) và góc xoay  (rad) của đầu cọc theo các công thức sau:

CHƯƠNG 8: PHƯƠNG ÁN MÓNG CỌC KHOAN NHỒI GVHD: Th.S VÕ MINH THIỆN y0: chuyển vị ngang của tiết diện cọc ở mức đáy đài y0 = H0HH + M0HM

0: góc xoay của tiết diện cọc ở mức đáy đài

H, M: giá trị tính toán của lực cắt và momen uốn đầu cọc l0: chiều dài đoạn cọc từ đáy đài đến mặt đất, trong xây dựng dân dụng l0 = 0

H0: giá trị lực cắt tại mỗi đầu cọc

M0: giá trị momen tại mỗi đầu cọc, M0 = Mng (vì l0 = 0)

Mn: giá trị momen ngàm tại vị trí cọc và đài

HH: chuyển vị ngang của tiết diện (m/kN) do lực H0 = 1

HM: chuyển vị ngang của tiết diện (1/kN) do moment M0 =1

MH: góc xoay của tiết diện (1/kN) do lực H0 = 1

MM: góc xoay của tiết diện (1/(kN.m)) do moment M0 = 1

Tất cả được xác định theo các công thức sau:

A0, B0, C0: hệ số không thứ nguyên, lấy theo Bảng G2/TCXD 205-1998

Le: chiều sâu tính đổi của phần cọc trong đất, Le = bd×L L: chiều sâu mũi cọc tính từ đáy đài

K: hệ số tỉ lệ, được xác định theo Bảng G1/ TCXD 205-1998 Khi tính toán cọc chịu lực ngang, cọc chỉ làm việc với đoạn cọc có chiều dài lah tính từ đáy đài

Chiều sâu ảnh hưởng của nền đất khi cọc chịu lực ngang được lấy như sau:

Hệ số K = 5600 kN/m4 được áp dụng cho lớp cát mịn lẫn bột, trong đó cát hạt trung ở trạng thái chặt có giá trị K cao hơn 30% so với giá trị lớn nhất ghi trong bảng cho loại đất sét.

bd: hệ số biến dạng, xác định theo công thức:

Với bc: chiều rộng qui ước của cọc, được xác định như sau:

Khi d ≥ 0.8m thì bc = d + 1m Khi d < 0.8m thì bc = 1.5d + 0.5m Suy ra: d = 0.8m thì bc = d + 1 = 0.8+1 = 1.8m

Eb: mođun đàn hồi của bêtông cọc, Eb = 32.5×10 3 Mpa= 32.5×10 6 kN/m 2 (B30)

I : momen quán tính của tiết diện ngang cọc

Với K, bc, Eb, I như trên thì

Chiều sâu tính đổi của cọc trong đất: Le = bd×L = 0.1252×30 = 3.756 m

Chuyển vị ngang đầu cọc được xác định như sau:

nx = y0x =H 0 x  HH M ng y  HM = 1.98×1.937×10 -3 – 76.85×0.160×10 -3 = -5.46×10 -3 m = - 0.546(cm)

ny = y0y =H 0 y  HH M ng x  HM = 9.27×1.937×10 -3 – 14.41×0.160×10 -3 = 9.59×10 -3 (m) = 0.959 (cm)

→ ny = 0.959 (cm) < 1 (cm) Vậy cọc thỏa mãn điều kiện chuyển vị ngang đầu cọc

Do cọc ngàm vào đài nên góc xoay đầu cọc = 0

7.5.5.3 XÁC ĐỊNH ÁP LỰC TÍNH TOÁN, MOMENT UỐN, LỰC CẮT VÀ LỰC

Trong tiết diện cọc, áp lực tính toán σz, momen uốn Mz, lực cắt Qz và lực dọc Nz được xác định thông qua các công thức cụ thể.

Mz =  bd 2 EbIy0A3+ MngC3 + 0 3 bd

Qz = bd 3 EbIy0A4 + bd MngC4 + H0D4

Các hệ số A1, B1, C1, D1; A3, B3, C3, D3; A4, B4, C4, D4 tra Bảng G3/ TCXD

205-1998 ze: chiều sâu tính đổi: z e  bd z (m) z : chiều sâu thực tế vị trí tiết diện cọc trong đất tính từ đáy đài đến mũi cọc (m)

Các thông số khác có ý nghĩa như trên, tải trọng tính toán Kết quả tính toán được trình bày trong bảng 7.9

CHƯƠNG 8: PHƯƠNG ÁN MÓNG CỌC KHOAN NHỒI GVHD: Th.S VÕ MINH THIỆN z (m) z e (m) A 3 B 3 C 3 D 3

BẢNG 7.9: MOMEN M X VÀ LỰC CẮT Q Y

TẠI CÁC TIẾT DIỆN THEO CHIỀU DÀI CỌC

7.5.5.4 KIỂM TRA ĐỘ ỔN ĐỊNH CỦA ĐẤT NỀN QUANH CỌC KHI CHỊU ÁP

LỰC NGANG Điều kiện không phá hỏng đất nền quanh cọc khi chịu áp lực ngang:

z : áp lực tính toán tại độ sâu z

Vì Le = 3.756 >2.5 m Ta kiểm tra điều kiện này tại vị trí:

Z = 0.85/bd = 0.85/0.1252 = 6.789 m ze = bd×z = 0.1252×6.789 = 0.85 m Các giá trị A1, B1, C1, D1 được lấy như trong Bảng G3/TCXD 205-1998 Với ze = 0.85, tra Bảng G3/ TCXD 205-1998 ta được:

Ta có: K = 5430 kN/m 4 ; bd = 0.1252; y0 = 9.59×10 -3 m; Eb = 32.5×10 6 kN/m 2 ;

gh: áp lực giới hạn tại độ sâu z = 4.45 m

+ 2: hệ số kể đến phần tải trọng thường xuyên trong tổng tải trọng, tính theo công thức:

Mp: Monent do tải trọng ngoài thường xuyên, tính toán ở tiết diện móng mức mũi cọc, lấy Mp = 0.5M0 tc = 38.425 kNm

Mv: Monent do tải tam thời, lấy Mv = 0.5M0 tc = 38.425 kNm n: là hệ số lấy bằng 2.5 trừ các trường hợp sau:

* Những công trình quan trọng:

+ Khi Le ≤ 2.5 lấy n = 4 + Khi Le ≥ 5 lấy n = 2.5 + Khi Le nằm giữa các trị số thì nội suy n

* Móng 1 hàng cọc chịu tải trọng lệch tâm thẳng đứng nên lấyn 4, không phụ thuộc vào Le

→ 2 = 0.57 +  = 0.6 (đối với cọc khoan nhồi) Đầu cọc nằm trong lớp đất thứ 4 nên ta có các tính chất cơ lý như sau:

Kiểm tra: z= 265.27 kN/m 2 <  gh = 669.67 (kN/ m 2 )

Vậy nền đất quanh cọc không bị phá hỏng khi chịu áp lực ngang

- Xác định kích thước khối móng quy ước i 0

Lc = 15.2m: chiều dài cọc tính từ đáy đài đến mũi cọc α: góc mỡ rộng so với trục thẳng đứng kể từ mép ngoài hang cọc ngoài cùng

- Diện tích móng khối qui ước:

- Trọng lượng móng khối qui ước: Wqu = S ' z m = 43.165 ×246.08 = 10622.04 (kN)

N qu tc N tc W qu = 658.97+10622.04 = 11281.01 (kN)

30 = 0.026 (m): quá nhỏ xem như bằng không

- Ứng suất nền dưới đáy mũi cọc: Pd tc qu qu

Mũi cọc nằm ở lớp đất thứ 4 có  = 22 o tra bảng ta có: A = 0.61; B = 3.44; D = 6.01 với Bqu = 6.57(m); Zm II = 246.08 (kN/m 2 );  I = 19.8(kN/m 3 ); C = 1.17(kN/m 2 )

Ta có R t/c = 932.9 (kN/m 2 ) > 1.2Pd = 1.2×261.35= 313.6 (kN/m 2 ) >0: thoả yêu cầu

7.5.7 TÍNH LÚN CHO MÓNG KHỐI QUI ƯỚC Ứng suất gây lún tại đáy mũi cọc

- Bề dày phân tố lớp đất tính lún: h = 0.2B = 0.2×6.57 = 1.314 → chọn h =1.5(m)

k0 = 0.539 2 gl = 0.539×15.27 = 8.2 (kN/m 2 ) Ứng suất bản thân tại đáy mũi cọc

- Ứng suất bản thân tại vị trí 1: z = -1.5m so với mũi cọc:

- Ứng suất bản thân tại vị trí 3: z = -4.5m so với mũi cọc:

Tại điểm 0 dứt tính lún :  z gl 15.270,2. z bt = 0,2 246.08= 49.216 kN/m 2

= 0.00033(m) = 0.03(cm) < Sgh = 8(cm) → Thỏa mãn điều kiện

7.5.8.1 CHỌN CHIỀU CAO ĐÀI CỌC

- Theo điều kiện tuyệt đối cứng: Tiết diện cột 900×900 h0 = (Bd –bc)/2 = (4 - 1)/2 = 1.5(m) và h0 = (Ld –bc)/2 = (6.4 - 1)/2 = 2.7 (m)

- Chọn lớp bảo vệ a = 0.15(m) Vậy chiều cao đài cọc chọn là h = 1.7(m)

7.5.8.2 KIỂM TRA XUYÊN THỦNG CỦA CỌC VÀO ĐÀI

HÌNH 7.11: THÁP XUYÊN THỦNG CỌC VÀO ĐÀI THEO PHƯƠNG Y

P : lực chọc thủng bằng tổng phản lực của các cọc nằm ngoài phạm vi đáy tháp chọc thủng, ở đây số cọc nằm ngoài đáy tháp chọc thủng

→ P = ΣNi = 9031.22 (kN) bc, hc : kích thước tiết diện đài, bc = 4m,hc = 6.4m h0 : chiều cao có ích của đài móng, h0 = 2.0 – 0.15 = 1.85 m

C1, C2 : khoảng cách trên mặt bằng từ mép vách đến mép đáy tháp chọc thủng, do C1, C2 > 0.5h0 nên lấy C1 = C2 = 2.0 m

Rbt : cường độ tính toán chịu kéo của bê tông, Rbt = 1200 kN/m 2 α1, α 2 : các hệ số được xác định như sau:

VậyP[ 1 (b c C 2 ) 2 (h c C 1 )]h R 0 bt Do đó chiều cao đài hđài = 2.0 m là thỏa mãn điều kiện để đài không bị chọc thủng

- Mô men do cọc 2,4 gây ra: M = (N2 + N4)×lx

- Mô men do cọc 1,3 gây ra: M = (N1 + N3 )×lx

Chọn 30ỉ25 a120 cú diện tớch thộp là As = 147.27 (cm 2 )

- Mô men do cọc 1, 2 gây ra: M = (N1 + N2)×ly

- Mô men do cọc 3, 4 gây ra: M = (N3 + N4)×ly

- Chọn bê tông B25 có Rb = 145 (daN/cm 2 ), thép AII có Rs = 2800 (daN/cm 2 ), có h0 = 1.7 – 0.15 = 1.55(m) = 155(cm)

Chọn 27ỉ25a130 cú diện tớch thộp là As = 132.543(cm 2 )

7.6 KIỂM TRA ĐỘ LÚN LỆCH TƯƠNG ĐỐI GIỮA CÁC MÓNG

- Theo TCVN 205-1998 nhà dân dụng nhiều tầng có khung hoàn toàn bằng bê tông cốt thép thì độ lún lệch tương đối giữa các móng là s

L: khoảng cách giữa hai móng

STT Móng Độ lún (cm) Khoảng cách(cm) Độ lún lệch

BẢNG 7.16: KẾT QUẢ TÍNH LÚN LỆCH PHƯƠNG ÁN CỌC NHỒI

STT Móng Độ lún (cm) Khoảng cách(cm) Độ lún lệch

BẢNG 7.17: KẾT QUẢ TÍNH LÚN LỆCH PHƯƠNG ÁN CỌC ÉP

7.7 SO SÁNH LỰA CHỌN HAI PHƯƠNG ÁN MÓNG

7.7.1 THỐNG KÊ BÊTÔNG, CỐT THÉP CỦA 2 PHƯƠNG ÁN

7.7.1.1 PHƯƠNG ÁN CỌC KHOAN NHỒI

- Khối lượng bêtông sử dụng: V1 = 3.6×8.6×1.7+(3.14×0.8 2 ×16×8) = 374.168(m 3 )

- Khối lượng thép sử dụng:

- Khối lượng bêtông sử dụng: V2 = 3.6×3.6×1.7+(3.14×0.8 2 ×16×4) = 182.8(m 3 )

7.7.1.1.3 TỔNG KHỐI LƯỢNG SỬ DỤNG CHO TOÀN BỘ MÓNG KHUNG

- Tổng khối lượng bêtông sử dụng cho toàn bộ móng khung trục 5

- Tổng khối lượng thép sử dụng cho toàn bộ móng khung trục 5

- Khối lượng bêtông sử dụng: V1 = 2.6×5.9×1.35+0.30 2 ×12×15 = 36.909(m 3 )

Tiêu đề	Thiết Kế Chung Cư Gia Phúc
Tác giả	Huỳnh Minh Hảo
Người hướng dẫn	Th.S. Võ Minh Thiện
Trường học	Đại Học Kỹ Thuật Công Nghệ Thành Phố Hồ Chí Minh
Thể loại	đồ án tốt nghiệp
Năm xuất bản	2006-2010
Thành phố	Thành Phố Hồ Chí Minh

Định dạng
Số trang	157
Dung lượng	3,22 MB