khu căn hộ thương mại dịch vụ cao tầng master homes

Mặt khác, đối với ngành xây dựng nói riêng, sự xuất hiện của các nhà cao tầng cũng đã góp phần tích cực vào việc phát triển ngành xây dựng thông qua việc tiếp thu và áp dụng các kỹ thuật

TỔNG QUAN KIẾN TRÚC CÔNG TRÌNH

GIỚI THIỆU CÔNG TRÌNH

1.1.1 Mục đích xây dựng công trình

Một đất nước muốn phát triển một cách mạnh mẽ trong tất cả các lĩnh vực kinh tế - xã hội, trước hế cần phải có một cơ sở hạ tầng vững chắc, tạo điều kiện tốt và thuận lợi nhất cho nhu cầu sinh sống và làm việc của người dân Đối với nước ta, là một nước đang từng bước phát triển và ngày càng khẳng định vị thế trong khu vực và cả quốc tế, để làm tốt mục tiêu đó, điều đầu tiên cần phải làm là ngày càng cải thiện nhu cầu an sinh xã hội và làm việc của người dân

Mà trong đó nhu cầu về nơi ở là một trong những nhu cầu cấp thiết hàng đầu

Trước thực trạng dân số phát triển nhanh nên nhu cầu mua đất xây dựng nhà ngày càng nhiều trọng khi đó quỹ đất của quận 2 thì lại có hạn, để giải quyết vấn đề này, thì việc xây dựng chung cư để thay thế nhà ở bình thường là một nhu cầu rất cần thiết hiện nay Chung cư có vai trò quan trọng trong sự phát triển của đô thị hiện đại của Quận 2 hiện nay, bởi vì khi phát triển đô thị hóa và tập trung dân cư đông đúc chính là lúc nảy sinh vấn đề, nhu cầu (bức xúc về nhà ở, giá thành nhà ở và các tiện ích công cộng khác,…) Sự phát triển chung cư để tiết kiệm diện tích đất sử dụng đất, giảm giá thành xây dựng, tạo cơ hội nhà ở cho nhiều người ở các tầng khác nhau Bên cạnh đó, sự phát triển của các đô thị, khu công nghiệp kéo theo sự tập trung dân cư đông đúc từ nhiều nơi chuyển về làm việc và sinh sống ở đây Chính vì thế sẽ nảy sinh vấn đề về nhà ở, giá cả thuê nhà ở cũng tăng, cộng thêm các chi phí phát sinh khác đã làm cho nhiều bức xúc xảy ra Lúc này thì người dân có nhu cầu sử dụng căn hộ để có thể làm việc lâu dài, ổn định và cho cả thế hệ tương lai có điều kiện phát triển tốt Do đó, nhiều dự án bắt đầu phát triển và xây dựng để đáp ứng nhu cầu trên

Hơn nữa, cùng với sự đi lên của nền kinh tế của Quận 2 và tình hình đầu tư nước ngoài vào thị trường ngày càng mở rộng, đã mở ra một triển vọng thật nhiều hứa hẹn đối với việc đầu tư xây dựng các cao ốc dùng làm văn phòng làm việc, các khách sạn cao tầng, các khu phức hợp, chung cư cao tầng,… với chất lượng cao nhầm đáp ứng nhu cầu sinh hoạt ngày càng cao của mọi người dân

Mặt khác, đối với ngành xây dựng nói riêng, sự xuất hiện của các nhà cao tầng cũng đã góp phần tích cực vào việc phát triển ngành xây dựng thông qua việc tiếp thu và áp dụng các kỹ thuật hiện đại, công nghệ mới trong tính toán, thi công và xử lý thực tế, các phương pháp thi công hiện đại của nước ngoài và tạo thêm việc làm cho người dân lao động,…

Chính vì thế, khu phức hợp Master homes được thiết kế và xây dựng nhằm giải quyết mục tiêu trên Đây là một khu phức hợp nhà cao tầng hiện đại, đầy đủ tiện nghi, cảnh quan đẹp, thích hợp cho sinh sống, giải trí và làm việc, một tổ hợp cao tầng được thiết kế và thi công xây dựng với chất lượng cao, đầy đủ tiện nghi để phục vụ cho nhu cầu sống của người dân

1.1.2 Vị trí xây dựng công trình

Master homes nằm trên khu đất thuộc phường An Phú, quận 2, có nhiều ưu điểm về vị trí bao gồm: có 2 mặt tiền đường giao thông Xa Lộ Hà Nội, Đường Võ Trường Toản, tầm nhìn tốt về các phía đặc biệt quận 1, thuận lợi liên kế với trung tâm thành phố qua tuyến Xa Lộ Hà Nội

Dự án nhằm xây dựng khu dân cư dân trí cao, đa chức năng, phù hợp đinh hướng Quy hoạch chung của Quận 2 Có điều kiện phát triển đồng bộ về mọi mặt từ cảnh quan, môi trường, hạ tầng kỹ thuật đến hạ tầng xã hội Đáp ứng nhu cầu, điều kiện hiện tại và phù hợp với yêu cầu phát triển chung đảm bảo sự phát triển lâu dài, bền vững

Hình 1.1 Vị trí công trình được chụp từ Google Maps

Khu vực nằm trong vùng nhiệt đới gió mùa cận xích đạo, nhiệt độ cao đều trong năm và có hai mùa rõ rệt: mùa mưa và mùa khô Mùa mưa từ tháng 5 đến tháng 11, mùa khô từ tháng 12 đến tháng 4 năm sau

Lượng mưa cao, bình quân/năm 1,949 mm Số ngày mưa trung bình/năm là 159 ngày và bình thường mưa dưới dạng mưa dông nhiệt đới kèm theo sấm chớp vào chiều tối Khoảng 90% lượng mưa hằng năm tập trung vào các tháng mùa mưa từ tháng 5 đến tháng 11; trong đó hai tháng 6 ( khoảng 310 mm) và tháng 9 (trung bình từ 320-500mm) thường có lượng mưa cao nhất Các tháng 1, 2, 3 mưa rất ít, lượng mưa không đáng kể Mưa thấp nhất vào tháng 2 (45mm) Độ ẩm tương đối của không khí bình quân/năm là 79.5%; bình quân mùa mưa 80% và trị số tuyệt đối cao tới 100%; bình quân mùa khô 74.5% và mức thấp tuyệt đối xuống tới 20% Hai hướng gió chính và chủ yếu là gió mùa Tây-Tây Nam và Bắc-Đông Bắc Gió Tây-Tây Nam từ Ấn Độ Dương thổi vào trong mùa mưa, khoảng từ tháng 6 đến tháng 10, tốc độ trung bình 3.6m/s và gió thổi manh nhất vào tháng 8, tốc độ trung bình 4.5m/s Gió Bắc-Đông Bắc từ biển Đông thổi vào trong mùa khô, khoảng từ tháng 11 đến tháng 2, tốc độ trung bình 2.4m/s Ngoài ra có gió Tín Phong, hướng Nam-Đông Nam, khoảng từ tháng 3 đến tháng 5 tốc độ trung bình 3.7m/s Ngoài ra còn có gió biển và gió đất thổi hằng ngày góp phần điều hòa khí hậu

Công trình dân dụng cấp I (số tầng  20) – (Phụ lục 2 – Ban hành kèm theo Thông tư số 03/2016/TT – BXD ngày 10 tháng 03 năm 2016 của Bộ Xây Dựng)

Bảng 1-1 Phân cấp công trình theo quy mô kết cấu

T.T Loại kết cấu Tiêu chí phân cấp

Cấp công trình Đặc biệt I II III IV

2.1.1 Nhà kết cấu dạng nhà;

Nhà ở biệt thự a Chiều cao (m) >200  75  200  28  75  6  28  6 không thấp b Số tầng

2.1.2 Công trình nhiều tầng có sàn

(không gồm c Tổng diện tích sàn (nghìn m 2 )

2.2) d Nhịp kết cấu lớn nhất >200 18 6 18 Qmax = 106.6 (kN) => Bê tông đảm bảo khả năng chịu cắt

Chọn thộp đai 2 nhỏnh ỉ8a100 tại 2 gối và ỉ8a200 tại nhịp

* Kiểm tra khả năng chịu cắt của cốt đai dầm:

 + =      Nhận xét: Qbt + Qsw C6.54 (kN) > Qmax = 106.9 (kN) nên thỏa điều kiện về độ bền

Kết quả tính toán cốt thép dầm tầng điển hình

Hình 7.6 Thép dầm BX.20-1 và BX.20-2

Bê tông B30 Thép dọc CB500

Rbt [Mpa] 1.15 Rs, ser [Mpa] 435

Rbt,n [Mpa] 1.75 Bề mặt thép Có gân hoặc cáp

Eb [Mpa] 32500 Chịu lực Uốn hoặc nén lệch tâm

Bảng 7-1 Kết quả tính toán thép dầm

Thép lớp trên Thép lớp dưới Thép đai b h M 3 A sc

Bố trí A s_ M 3 A s Bố trí A sc Q a 0 n d S_ pro S_ cal [Q] KQ mm mm kNm cm 2 cm 2 kNm cm 2 - cm 2 kN mm - mm mm mm kN -

Gối -355.0 19.03 3d20,3d25 24.15 276.8 13.90 6d20 18.85 203.6 0 2 8 100 150 567.6 OK Giữa -349.1 18.65 3T20,3T25 24.15 277.0 13.91 6d20 18.85 153.6 2756 2 8 200 278 154.6 OK Gối -122.4 5.42 3T20 9.42 102.6 4.51 3d20 9.42 132.4 822 2 8 100 150 279.5 OK

Gối -42.1 1.83 3T25 14.73 258.0 12.89 6d20 18.85 232.1 475 2 10 100 150 436.3 OK Giữa -199.7 9.21 3T25 14.73 149.8 6.73 3d20 9.42 258.0 950 2 10 150 278 261.9 OK Gối -453.0 26.13 3T25+3T2

Gối -490.7 29.07 6d25 29.45 1.0 1.63 3d20 9.42 246.0 110 2 8 100 150 567.6 OK Giữa -68.2 2.98 3d25 14.73 244.8 12.14 3d20,2d25 19.24 151.8 1803 2 8 200 278 154.6 OK Gối -79.1 3.46 3d25 14.73 293.2 14.93 3d20,2d25 19.24 54.9 200 2 8 100 150 567.6 OK

Gối -1.0 1.57 3d25,2d20 21.01 234.8 10.95 3d25 14.73 118.0 350 2 8 100 150 468.9 OK Giữa -94.3 4.29 3d25,2d20 21.01 194.5 8.92 3d25 14.73 145.8 1050 2 8 200 278 185.7 OK Gối -300.4 15.02 3d25,2d20 21.01 1.0 1.62 3d25 14.73 161.4 0 2 8 100 150 567.6 OK BX.1

Giữa -197.2 9.05 3d25 14.73 220.4 10.80 3d20,2d25 19.24 213.2 963 2 8 150 278 216.6 OK Gối -1.0 1.62 3d25 14.73 295.3 15.05 3d20,2d25 19.24 160.1 482 2 8 100 150 378.5 OK BX.1

Giữa -11.1 1.63 3d20 9.42 131.9 6.07 5d16 10.05 69.7 2576 2 8 200 240 154.6 OK Gối -279.5 14.31 3d20,3d25 24.15 1.0 1.63 3d16 6.03 121.7 0 2 8 100 128 567.6 OK BX.1

Giữa -115.6 5.14 3d25 14.73 177.5 8.41 6d16 12.06 106.4 2625 2 8 200 240 154.6 OK Gối -436.2 24.64 6d25 29.45 1.0 1.63 3T16 6.03 240.5 217 2 8 100 128 567.6 OK BX.1

Gối -41.7 1.80 325 14.73 272.3 13.48 5d20 15.71 45.9 907 2 8 100 150 264.3 OK Giữa -51.6 2.24 3dT25 14.73 235.4 11.43 5d20 15.71 150.4 1814 2 8 200 278 154.6 OK Gối -336.7 17.18 3d25,2d20 21.01 1.0 1.63 3d20 9.42 202.7 0 2 8 100 150 567.6 OK BX.1

Gối -254.6 12.64 6d20 18.85 245.6 11.99 5d20 15.71 190.1 0 2 8 100 150 567.6 OK Giữa -117.1 5.18 3d20 9.42 210.6 10.11 5d20 15.71 186.3 850 2 8 100 278 274.2 OK Gối -261.0 13.00 6d20 18.85 191.7 9.12 3T20,2d20 15.71 161.3 0 2 8 100 150 567.6 OK BX.2

Gối -331.0 17.23 3d20,2d25 19.24 1.0 1.63 3d20 9.42 161.0 0 2 8 100 150 567.6 OK Giữa -54.2 2.34 3d20 9.42 165.5 7.69 3d20,2d16 13.45 90.1 2294 2 8 200 240 154.6 OK Gối -316.7 16.34 3d20,2d25 19.24 1.0 1.63 3d20 9.42 174.7 217 2 8 100 150 567.6 OK BX.2

Gối -156.9 7.05 3d20 9.42 161.2 7.48 3d20,2d16 13.45 133.2 0 2 8 100 128 567.6 OK Giữa -282.0 14.03 5d20 15.71 158.2 7.11 3d20 9.42 128.8 2850 2 8 200 278 154.6 OK Gối -272.0 13.46 5d20 15.71 228.0 11.04 5d20 15.71 174.3 950 2 8 100 150 257.7 OK BX.2

Gối -179.1 8.15 3d20 9.42 244.2 11.97 5d20 15.71 224.6 875 2 10 100 150 334.9 OK Giữa -229.2 11.48 3d20,3d25 24.15 136.9 6.12 3T20 9.42 205.7 2550 2 10 100 278 278.8 OK Gối -374.6 20.47 3d20,3d25 24.15 363.0 19.68 3d20,3d25 24.15 193.4 1775 2 10 100 150 278.8 OK BX.2

Giữa -44.0 1.90 3d20 9.42 143.7 6.64 5d16 10.05 82.7 2459 2 8 100 240 213.3 OK Gối -345.1 18.38 3d20,3d25 24.15 1.0 1.63 3d16 6.03 138.6 0 2 8 100 128 567.6 OK BX.2

Giữa -110.8 4.91 3d25 14.73 72.2 3.14 3d20 9.42 202.0 482 2 8 200 300 327.2 OK Gối -156.4 7.06 3d25 14.73 120.6 5.34 3d20 9.42 191.1 482 2 8 100 150 378.2 OK BY.9 B424

Gối -440.9 25.00 6d25 29.45 112.8 4.98 3d20 9.42 196.0 87 2 8 100 150 567.6 OK Giữa -179.3 8.17 3d25 14.73 196.2 9.36 5d20 15.71 180.5 1172 2 8 150 278 192.0 OK Gối -73.4 3.21 3d25 14.73 285.0 14.20 5d20 15.71 128.6 700 2 8 100 150 307.8 OK BY.1

Gối -128.0 5.71 3d25 14.73 276.8 13.73 5d20 15.71 203.9 220 2 8 100 150 567.6 OK Giữa -139.8 6.27 3d25 14.73 135.5 6.03 3d20 9.42 245.3 559 2 8 100 278 355.7 OK Gối -310.0 15.39 3d25,2d16 18.75 128.1 5.69 3d20 9.42 247.0 175 2 8 100 128 567.6 OK

Gối -245.8 11.52 3d25 14.73 32.7 1.62 3d25 14.73 291.2 0 2 8 100 150 567.6 OK Giữa -28.7 1.62 3d25 14.73 119.0 5.29 3d25 14.73 287.9 750 2 8 100 278 295.1 OK Gối -49.7 2.16 3d25 14.73 259.6 12.25 3d25 14.73 271.6 50 2 8 100 150 567.6 OK

Gối -557.5 30.38 4d25,4d20 32.20 6.1 2.18 4d16 8.04 312.0 0 2 8 100 128 727.4 OK Giữa -409.0 20.77 4d25,4d20 32.20 5.9 2.18 4d16 8.04 309.9 482 2 8 200 240 368.4 OK Gối -56.9 2.56 4d25,4d20 32.20 75.1 3.24 4d16 8.04 271.7 482 2 8 100 128 470.3 OK

Gối -16.2 2.70 520 15.71 545.3 27.20 5d25,2d16 28.56 446.8 0 2 10 100 128 935.1 OK Giữa -212.6 9.48 5d20 15.71 346.0 16.02 5d25 24.54 431.7 890 2 10 100 278 431.8 OK Gối -410.2 19.86 7d20 21.99 1.0 2.69 5d25 24.54 445.4 0 2 10 100 150 935.1 OK BY.3

Gối -286.9 14.75 6d25 29.45 281.0 14.22 6d20 18.85 155.7 0 2 10 100 150 616.0 OK Giữa -215.2 10.65 6d25 29.45 272.5 13.72 6d20 18.85 209.1 1125 2 10 200 278 209.6 OK Gối -486.0 28.88 6d25 29.45 327.0 16.99 6d20 18.85 255.9 0 2 10 100 150 616.0 OK BY.3

Giữa -163.1 7.34 3d20 9.42 145.5 6.50 3d20 9.42 104.7 1171 2 8 200 300 172.5 OK Gối -407.1 22.63 3d20,3d25 24.15 37.5 1.63 3d20 9.42 146.0 179 2 8 100 150 567.6 OK BY.3

Gối -523.9 32.36 6d25 38.85 1.0 1.61 3d25 14.73 248.6 0 2 10 100 150 616.0 OK Giữa -213.0 9.88 3d25 14.73 497.1 30.95 3d25,3d32 38.85 186.9 1388 2 10 200 278 187.3 OK Gối -1.0 1.61 3d25 14.73 619.1 37.35 3d25,3d32 38.85 160.9 1237 2 10 100 150 290.4 OK

CẤU TẠO KHÁNG CHẤN

Dựa vào mục phổ thiết kế trong Chương 2, gia tốc nền thiết kế ag = 0.06g (m/s 2 ) Động đất yếu, 0.04g ag = 0.06g 0.08g , chỉ cần áp dụng các biện pháp cấu tạo kháng chấn cho dầm Theo mục 5.4.3.1.2, TCVN 9386-2012, cấu tạo để đảm bảo độ dẻo kết cấu cục bộ

Vùng tới hạn của dầm kháng chấn có chiều dài lcr = hw (trong đó hw là chiều cao của dầm) Trong phạm vi các vùng tới hạn này phải được bố trí cốt đai thoả mãn các điều kiện sau:

• Đường kính dbw của các thanh cốt đai (tính bằng mm) không được nhỏ hơn 6

• Cốt đai đầu tiên được đặt cách tiết diện mút dầm không quá 50 mm

• Khoảng cách s của các vòng đai (tính bằng mm) không được vượt quá

Trong đó: dbL – đường kính thanh cốt thép dọc nhỏ nhất hw – chiều cao tiết diện dầm

Hình 7.7 Cốt thép ngang nằm trong vùng giới hạn của dầm

- Trong phạm vi chiều dài 3hd (hd là chiều cao tiết diện của dầm) kể từ mép cột phải đặt các đai dày hơn khu vực giữa dầm Khoảng cách giữa các đai không được lớn hơn giá trị tính toán theo yêu cầu chịu cắt nhưng đồng thời phải nhỏ hơn 0.25hd và không lớn hơn 8 đường kính cốt thép dọc Trong mọi trường hợp khoảng cách này cũng không vượt quá 150mm

- Trong khu vực giữa dầm (ngoài phạm vi nói trên), khoảng cách giữa các đai chọn nhỏ hơn 0.5hd và không lớn hơn 12 lần đường kính cốt thép dọc đồng thời không vượt quá 300mm

Ngoài ra, cốt đai trong dầm phải là đai kín, được uốn móc 45 o với chiều dài móc 10dbw Từ những quy định trên, ta đặt cốt thép đai trong phạm vi L/4 tính từ mép dầm là ỉ8a100, đoạn giữa dầm L/2 là ỉ8a200 Thỏa món cỏc yờu cầu cấu tạo khỏng chấn và đảm bảo khả năng chịu cắt của cấu kiện dầm.

THIẾT KẾ VÁCH ĐƠN

Tính toán cốt thép cấu kiện vách 2 khung trục 2 và khung trục D

7.4.1 Vật liệu sử dụng (Mục 2.1.4)

7.4.2 Lý thuyết tính toán (Phương pháp vùng biên chịu moment)

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

Do vách cứng được bố trí trên mặt bằng để chịu tải trọng ngang tác động song song với mặt phẳng của nó (chủ yếu) nên bỏ qua khả năng chịu mô ment ngoài mặt phẳng Mx và lực cắt theo phương vuông góc với mặt phẳng Qy, chỉ xét tổ hợp nội lực gồm: N, My, Qx

Hình 7.8 Sơ đồ nội lực tác dụng lên vách cứng

Phương pháp này cho rằng cốt thép đặt trong vùng biên ở hai đầu vách được thiết kế để chịu toàn bộ momen Lực dọc trục được giả thiết là phân bố dều trên toàn bộ chiều dài vách

Bước 1: Giả thiết chiều dài B của vùng biên chịu Moment

Xét vách chịu lực dọc trục N và Moment uốn trong mặt phẳng My, Moment này tương đương với 1 cặp ngẫu lực đặt ở hai vùng biên của vách

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

A - Diện tích mặt cắt vách;

Ab - Diện tích mặt cắt vách vùng biên;

Bl, Br - chiều dài trái, phải của vùng biên

Bước 3: Tính diện tích cốt thép chịu kéo, nén theo TCVN 5574-2018: Kết cấu bê tông và bê tông cốt thép - tiêu chuẩn thiết kế

Tính thép vùng biên như cột chịu nén đứng tâm

Khả năng chịu lực của cột chịu kéo - nén đúng tâm được xác định theo công thức: i b b s s

Rb, Rs - Cường độ tính toán chịu nén của BT và của cốt thép;

Ab, As - diện tích tiết diện BT vùng biên và của cốt thép dọc;

- hệ số giảm khả năng chịu lực do uốn dọc (hệ số uốn dọc) Xác định theo công thức thực nghiệm, chỉ dùng được khi: 14 < < 104

 = i : độ mảnh của cột Với l0 - chiều dài tính toán của vách (đối với nhà nhiều tầng: l0 = 0.7H, H là chiều cao tầng) imin - bán kính quán tính của tiết diện theo phương mảnh → imin = 0.288b

Khi 28 - bỏ qua ảnh hưởng của uốn dọc, lấy = 1

- Khi N > 0 (vùng biên chịu nén) →Diện tích cốt thép được tính như sau: l,r b b b sc sc

- Khi N < 0 (vùng biên chịu kéo), do giả thiết ban đầu: ứng lực kéo do cốt thép chịu nên diện tích cốt thép chịu kéo được tính theo công thức sau: l,r sc

Bước 4: Kiểm tra hàm lượng cốt thép và cấu tạo

Nếu không thỏa mãn thì phải tăng kích thước B của vùng biên lên rồi tính lại từ bước 1 Chiều dài B của vùng biên có giá trị lớn nhất là L/2, nếu vượt quá giá trị này cần tăng bề dày vách

- Cốt thép dọc hàm lượng1%  4%

- Phải bố trí ít nhất một thanh trung gian giữa các thanh thép ở góc dọc theo mỗi cạnh cột;

- Đai kín và đai móc vùng tới hạn (vùng biên) đường kính ít nhất là 6mm;

- Vùng biên phải sử dụng đai kín chồng lên nhau để mỗi một thanh cốt thép dọc khác đều được cố định bằng đai kín hoặc đai móc;

- Lượng cốt thép tối thiều vùng giữa là 0.2%;

- Cốt thép vùng giữa được liên kết với nhau bằng các thanh đai móc cách nhau khoảng 500mm;

- Cốt thép vùng giữa có đường kính không nhỏ hơn 8mm nhưng không lớn hơn 1/8 bề rộng vách

Bước 5: Tính thép vùng bụng vách (Tính như cột đúng tâm)

- Lực tác dụng lên vùng bụng: b bb w

- Cốt thép vùng bụng vách: b b b b sc sc

- Trường hợp bê tông đã đủ khả năng chịu lực thì cốt thép chịu nén trong vùng này được đặt theo cấu tạo

Bước 6: Tính toán cốt thép ngang

Tại tiết diện bất kỳ của vách, phải gia gia cường thép đai ở hai đầu vách Do ứng suất cục bộ (ứng suất tiếp và ứng suất pháp theo phương nằm trong mặt phẳng) thường phát sinh tại hai đầu của vách (vị trí truyền lực sẽ lớn nhất, sau đó lan tỏa)

- Tính toán cốt ngang trong vách được thực hiện tương tự như trong dầm

( ) b3 f n b bt max wl bl b b 0 φ 1+φ +φ γ R bh < Q < 0.3φ φ γ R bh

Trong đó: φ 3 = 0.6 - đối với bê tông nặng; φ f = 0 - hệ số xét đến ảnh hưởng của cánh chịu nén; n b bt 0 φ = 0.1 N 0.5 γ R bh  - hệ số xẻ ảnh hưởng lực dọc

- Khoảng cách giữa các cốt ngang theo tính toán trên tiết diện nghiêng nguy hiểm nhất:

2 n bt 0 sw sw tt 2 max

- Khoảng cách lớn nhất giữa các cốt ngang tính theo bê tông chịu cắt:

- Khoảng cách thiết kế của cốt ngang là:

 tt max ct  s = min s ;s ,s Đường kớnh cốt thộp ngang chọn ỉ = 12mm, bố trớ đều với khoảng cỏch s = 200mm

Bước 7: Bố trí thép cho vách cứng

7.4.3 Tính toán phần tử điển hình

Hình 7.9 Mặt bằng cột tầng khối đế

Hình 7.10 Mặt bằng cột tầng khối đế trong Etabs

Hình 7.11 Mặt bằng vách điển hình

Hình 7.12 Mặt bằng vách điển hình trong Etabs

Vách W-01 có kích thước tw=0.3m, chiều dài L=3.6m (tầng 9-10)

Bảng 7-2 Kết quả nội lực vách P02

Story Pier Load P (kN) M2(kNm) M3(kNm)

Vách W-04 có kích thước tw=0.3m, L=3.6m

Sinh viên trình bày cách tính vách P02 với tổ hợp M3 min (hình 7.1)

Các thông số cần thiết để tính toán vách:

Giả thiết chiều dài vùng biên: Bl,r = 0.15L = 0.15 3.6 = 0.55m

- Diện tích mặt cắt ngang Ab = tw Bl,r =0.165 (m 2 );

- Lực kéo nén vùng biên: l b l r

- Diện tích cốt thép được tính như sau:

+ Diện tích cốt thép chịu nén là: l,r b b b

+ Diện tích cốt thép chịu kéo:

- Lực tác dụng lên vùng bụng vách b w

- Cốt thép vùng bụng vách: b 3 b b b

7.4.4 Kết quả tính toán vách

Bảng 7-3 Bảng tính toán thép vách đơn từ tầng chuyển đến mái – W-01

Story Pier B L P M 2 M 3 B l,r P l P r A st A s Thép chọn

A s chọn Muy F bụng As giua m m kN kNm kNm mm kN kN cm 2 cm 2 cm 2 % kN cm 2

Bảng 7-4 Bảng tính toán thép vách đơn từ tầng chuyển đến mái – W02

Story Pier B L P M 2 M 3 B l,r P l P r A st A s Thép chọn

Story Pier (B) L P M 2 M 3 B l,r P l P r A st A s Thép chọn

Bảng 7-7 Bảng tính toán thép vách lõi thang máy

A s chọn Muy F bụng As giua kN kNm kNm mm kN kN cm 2 cm 2 cm 2 % kN cm 2

P M2 M3 B l,r Pl Pr Ast As Thép chọn

As chọn Muy F bụng As giua kN kNm kNm mm kN kN cm2 cm2 cm2 % kN cm2

Bảng 7-8 Bảng tính toán thép vách từ móng đến tầng chuyển-W-05

A s chọn Muy F bụng As giua kN kNm kNm mm kN kN cm 2 cm 2 cm 2 % kN cm 2

THIẾT KẾ CỘT

- Phương pháp gần đúng dựa trên việc biến đổi trường hợp nén lệch tâm xiên thành nén lệch tâm phẳng tương đương để tính cốt thép theo TCVN 5574:2012

- Xét tiết diện có cạnh Cx, Cy điều kiện để áp dụng phương pháp gần đúng là cốt thép được đặt theo chu vi, phân bố đều hoặc mật độ cốt thép trên cạnh b có thể lớn hơn

Công thức tính toán C1 tầng 1 của công trình:

Có thể phân momen uốn M thành hai thành phần tác dụng trong hai mặt phẳng chứa trục Ox và Oy là Mx và My

Trường hợp khi tính toán nội lực đã xác định và tổ hợp riêng Mx và My theo hai phương thì momen tổng M là: 2 2 x y

Góc hợp bởi véctơ của mômen tổng M và trục Ox (góc ) được xác định bởi: o y x tg M

Cột chịu nén lệch tâm xiên thường gặp trong các khung khi xét sự làm việc của cột đồng thời chịu uốn theo hai phương

Tiết diện chữ nhật chịu nén lệch tâm xiên thì cốt thép thường đặt theo chu vi và đối xứng qua hai trục Trường hợp Mx  My thì nên làm cột vuông

Nội lực tính toán cột lệch tâm xiên

Nội lực để tính toán nén lệch tâm xiên được lấy từ kết quả tổ hợp tải trọng Có độ lệch tâm: e1x N

Trong mỗi bộ ba nội lực, cần xét đến độ lệch tâm ngẫu nhiên ea theo mỗi phương và ảnh hưởng uốn dọc theo từng phương Hệ số uốn dọc theo từng phương  i được tính theo công thức sau:

Với vật liệu đàn hồi, N th = 2

Với bê tông cốt thép , N th tính theo công thức thực nghiệm

Sơ đồ nội lực tính tính toán được đưa về thành lực N đặt tại điểm D có toạ độ là  x e ox và

 y e oy Điểm E có thể nằm bên trong hoặc bên ngoài tiết diện, ở góc phần tư nào là phụ thuộc vào chiều tác dụng của Mx và My

Sau khi xét độ lệch tâm ngẫu nhiên và uốn dọc thì mômen tác dụng theo 2 phương được tăng lên thành M x * và M * y :

Hình 7.13 Sơ đồ nội lực với độ lệch tâm

Phương pháp gần đúng tính toán cốt thép cột lệch tâm xiên

Do TCVN chưa có quy định cụ thể về cách tính cột chịu nén lệch tâm xiên nên cách tính dựa vào hướng dẫn của GS Nguyễn Đình Cống Phương pháp gần đúng dựa trên việc biến đổi trường hợp nén lệch tâm xiên thành nén lệch tâm phẳng tương đương để tính cốt thép Tác giả dựa vào hai tiêu chuẩn BS8110 và ACI318 từ đó lập ra các công thức và điều kiện phù hợp với TCVN 356-

Xét tiết diện có cạnh Cx, Cy Điều kiện để áp dụng phương pháp gần đúng là 0.5 2

C cốt thép được đặt theo chu vi

Tiết diện chịu lực nén N, moment uốn Mx, My, độ lệch tâm ngẫu nhiên eax, eay, sau khi xét uốn dọc theo hai phương tính được hệ số uốn dọc  x ,  y Moment đã gia tăng Mx1, Mx2 y y x x x x M M M

M 1 = ; 2 = Tùy vào tương quan giữa giá trị Mx1, My1 với các kích thước mà đưa về một trong hai mô hình tính toán theo phương x hay phương y Điều kiện theo bảng sau:

Bảng 7 8 Bảng điều kiện phương làm việc của cột

Mô hình Theo phương x Theo phương y Điều kiện

M1 = Mx1; M2 = Mx2 ea = eax + 0.2eay h = Cy; b = Cx

M1 = My1; M2 = Mx2 ea = eay + 0.2eax

Giả thuyết chiều dày lớp bê tông bảo vệ a, tính ho = h – a; z = h – 2a

Tiến hành tính toán theo trường hợp đặt cốt thép đối xứng: b R x N b

1 Hệ số chuyển đổi mo

Tính moment tương đương (đổi sang nén lệch tâm phẳng): M = M1 +moM2h/b Độ lệch tâm e1 = M/N với kết cấu siêu tĩnh eo = max (e1, ea)

Tính toán độ mảnh theo hai phương ; ; max( , ) y x y x iy

Dựa vào độ lệch tâm eo và x1 đề phân biệt các trường hợp tính toán:

Trường hợp 1: Nén lệch tâm rất bé khi = 0.3 o o h

 e tính toán gần như nén đúng tâm

Hệ số ảnh hưởng đến độ lệch tâm

Hệ số uốn dọc phụ khi xét nén đúng tâm:

Diện tích toàn bộ cốt thép dọc là: b b e e st Rsc R bh

Trường hợp 2: Nén lệch tâm bé khi o R o o x h h e 

 =  0 3 & 1  tính toán theo trường hợp nén lệch tâm bé

Tính lại chiều cao vùng nén x theo công thức sau: 2 0

Diện tích toàn bộ cốt thép dọc là: kRscZ x h bx R

Trường hợp 3: Nén lệch tâm lớn khi R o o o x h h e 

 = 0.3& 1  tính toán theo trường hợp nén lệch tâm lớn

Diện tích toàn bộ cốt thép dọc là: kRsZ h x e

= với k=0.4 và e = e o + − 2 h a Đối với chương trình tính toán cấu kiện nén lệch tâm xiên thì tiến hành lập trình bằng chương trình VBA trong Excel, nên việc sử dụng khá đơn giản

Sau khi tính toán được giá trị A st , tính hàm lượng cốt thép = 100% y x st

 A so sánh giá trị tính được với hàm lượng cốt thép hợp lý    =  ( ) 1 3 %

Việc tính toán nội lực sẽ được thực hiện nhờ phần mềm Etabs Sau khi tính toán nội lực sẽ sử dụng phần mềm của chương trình tính toán cho cột nén lệch tâm xiên để tính toán thép và kiểm tra khả năng chịu lực của cột

Tính toán cột điển hình:

Bảng 7-9 Bảng nội lực cột C21-tầng 2 đến tầng 3

Chiều dài tính toán: lo = 0.7L = 0.73.8 = 2.66 m Độ mảnh : ox 2660

  lấy ηx= ηy = 1 Độ lệch tâm tĩnh học:

90 Độ lệch tâm ngẫu nhiên: ax ay 1000 2660 e e ax ; ax ; 33.3

= =  =   Độ lệch tâm ban đầu (đối với hệ siêu tĩnh):

1 ox 1 ax(e ; ) ax(69;33.3) 69 mm e ax(e ; ) ax(121;33.6) 121mm oy y ay x ax e m e m m e m

Giả sử a = 40 mm ho = 960 mm Độ lệch tâm ngẫu nhiên: ea = eax + 0.2eay = 33.3 + 0.233.3 = 39.9

M t e = N = = m = 170 mm eo = max(e1; ea) = 170 mm

 = h = =  Tính theo trường hợp gần như nén đúng tâm

Diện tích toàn bộ cốt thép dọc:

Diện tích toàn bộ cốt thép dọc là:

Do khối lượng cột tương đối nhiều nên sử dụng Excel để tính toán

Bảng 7-10 Bảng tính toán thép cột móng đến tầng chuyển

Kí hiệu Từ tầng Đến tầng

Thép BT Thép N Mx My e0_x e0_y Mxtt Mytt FS

- mm mm mm mm - - - - - kN kN.m kN.m mm mm kN.m kN.m -

C115 H2 H1 2800 1000 3400 25 26 10 68 B30 CB500 39,368.43 -341.36 -8,102.48 205.81 33.33 1,312.28 8,102.48 1.17 C115 H1 T1 2800 1000 4850 25 26 10 68 B30 CB500 36,259.77 -26.69 -6,438.60 177.57 33.33 1,208.66 6,438.60 1.30 C115 T1 T2 2800 1000 5000 25 26 10 68 B30 CB500 34,266.79 -14.61 -4,246.50 123.92 33.33 1,142.23 4,246.50 1.43 C115 T2 T3 2800 1000 3800 25 26 10 68 B30 CB500 32,894.23 -72.17 -3,598.54 109.40 33.33 1,096.47 3,598.54 1.50 C115 T3 T4 2800 1000 3400 25 26 10 68 B30 CB500 31,601.53 -20.11 -2,739.64 93.33 33.33 1,053.38 2,949.48 1.58 C115 T4 T5 2800 1000 3400 25 26 10 68 B30 CB500 30,263.33 -29.85 -6,981.91 230.71 33.33 1,008.78 6,981.91 1.50 C115 T5 TC 2800 1000 8600 32 26 10 68 B30 CB500 4,857.94 -89.41 27,156.17 5,590.06 33.33 163.45 27,156.17 1.06 C21 H2 H1 1000 1000 3400 16 9 9 32 B30 CB500 7,755.22 -144.72 -632.67 81.58 33.33 258.51 632.67 1.84 C21 H1 T1 1000 1000 4850 16 9 9 32 B30 CB500 6,548.66 -65.61 -748.77 114.34 33.33 218.29 748.77 2.02 C21 T1 T2 1000 1000 5000 16 9 9 32 B30 CB500 5,590.55 -107.54 -467.27 83.58 33.33 186.35 467.27 2.53 C21 T2 T3 1000 1000 3800 16 9 9 32 B30 CB500 4,235.75 -294.96 514.18 121.39 69.64 294.96 514.18 2.95 C21 T3 T4 1000 1000 3400 16 9 9 32 B30 CB500 939.80 -29.58 679.07 722.57 33.33 31.33 679.07 3.25 C21 T4 T5 1000 1000 3400 16 9 9 32 B30 CB500 3,531.08 -216.56 -154.19 43.67 61.33 216.56 154.19 4.16 C21 T5 TC 1000 1000 8600 25 9 9 32 B30 CB500 2,175.89 -508.00 -2,531.82 1,163.58 233.47 515.95 2,594.09 1.31

TÍNH TOÁN THIẾT KẾ MÓNG CÔNG TRÌNH

ĐỊA CHẤT CÔNG TRÌNH VÀ PHƯƠNG ÁN THIẾT KẾ MÓNG

Khảo sát địa chất công trình gồm những mục tiêu cơ bản sau:

- Xác định rõ mặt cắt địa chất dựa trên cơ sở đặc điểm địa chất và các tính chất cơ lý của đất đá tại công trình khảo sát

- Xác định chỉ tiêu cơ lý của lớp đất cấu tạo nên địa kỹ thuật

- Xác định chiều sâu mực nước ngầm

Trên cơ sở các số liệu khảo sát và thí nghiệm bản báo cáo đưa ra một số nhận xét về điều kiện địa chất công trình và cung cấp những số liệu cần thiết phục vụ cho công tác tính toán nền móng công trình

Hình 8.1 Hình trụ địa chất công trình.

Bảng 8-1 Bảng thống kê địa chất

Lớp Độ sâu γ tn Độ sệt

Chỉ số SPT (m) (kN/m 3 ) I L c (kN/m 2 ) N30

Mô tả đất: Á sét màu xám vàng, trạng thái dẻo chảy

Mô tả đất: Á sét lẫn ít sỏi nhỏ, màu xám trắng, vàng nâu đỏ, trạng thái dẻo mềm đến dẻo cứng

Mô tả đất: Sét lẫn sỏi sạn laterite, màu vàng nâu đỏ, xám xanh, trạng thái dẻo cứng

Mô tả đất: Á sét màu xám trắng đốm nâu đỏ, trạng thái dẻo mềm đến dẻo cứng

Mô tả đất: Cát mịn đến trung lẫn bột, ít sét, màu xám trắng, nâu vàng đỏ, trạng thái rời đến chặt vừa

Mô tả đất: Sét màu xám nâu, trạng thái dẻo cứng

Mô tả đất: Sét, á sét, màu vàng nâu đỏ, xám xanh, trạng thái dẻo cứng đến cứng

Mô tả đất: Cát mịn đến trung lẫn bột, ít sét, màu nâu vàng, trạng thái chặt vừa đến chặt

Mô tả đất: Cát mịn đến thô lẫn bột, ít sét, ít sỏi nhỏ, màu vàng nâu đỏ, trạng thái chặt vừa đến chặt

Mô tả đất: Cát mịn đến thô lẫn bột, màu vàng nâu đỏ, xám xanh, trạng thái rất chặt

8.1.2 Phương án thiết kế móng

Với địa chất có độ sâu hơn 30m và có chỉ số SPT > 20 Do đó, sinh viên chọn phương án nền móng là cọc khoan nhồi cho công trình đang thiết kế này

Cọc khoan nhồi là cọc đổ tại chỗ, được thiết kế cho các công trình cầu đường, thủy lợi, dân dụng và công nghiệp Đối với việc xây dựng nhà cao tầng ở Thành phố Hồ Chí Minh trong điều kiện xây chen, khả năng áp dụng cọc khoan nhồi đã được phát triển và có nhiều tiến bộ Cọc khoan nhồi sau khi thi công thường được kiểm tra chất lương bằng các phương pháp sau: thí nghiệm nén tĩnh, siêu âm, đo sóng ứng suất hay tia … Cọc khoan nhồi có các ưu khuyết điểm sau:

❖ Ưu điểm của cọc khoan nhồi:

− 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

− Không gây ảnh hưởng chấn động đối với các công trình xung quanh, thích hợp với việc xây chen ở các đô thị lớn, khắc phục các nhược điểm của các loại cọc đóng khi thi công trong điều kiện này

− 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 kẽ hay qua các lớp cát dày mà không thể ép được

❖ Khuyết điểm của cọc khoan nhồi:

− 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 hiện

− Việc khối lượng bê tông thất thoát trong quá trình thi công do thành hố khoan không đảm bảo và dễ bị sập cũng như việc nạo vét ở đáy lổ khoan trước khi đổ bê tông dễ gây ra ảnh hưởng xấu đối với chất lượng thi công cọc

− Ma sát bên thân cọc có phần giảm đi đáng kể so với cọc đóng và cọc ép.

TÍNH TOÁN CỌC KHOAN NHỒI

8.2.1 Sơ bộ kích thước đài và cọc

Sơ bộ chiều cao đài

Chọn chiều cao đài cọc là hđài = 2 m, sau đó tiến hành tính toán và kiểm tra lại

Khoảng cách từ mặt đất tự nhiên đến sàn tầng hầm: 8.25m (Thiết kế mặt đài trùng với mép trên kết cấu sàn tầng hầm 2, giả sử cote MĐTN trùng cote 0.00 của công trình)

Chiều sâu chôn đài so với mặt đất tự nhiên: 8.25 + 2 = 10.25 m

Sơ bộ chiều cao đài Để chọn đường kính cọc và chiều sâu mũi thích hợp nhất cho điều kiện địa chất và tải trọng công trình, cần phải đưa ra phương án kích thước khác nhau để so sánh và lựa chọn

Theo mục 12.10 TCVN 10304-2014 đối với móng cọc trong vùng động đất mũi cọc phải tựa trên nền đá, đất hòn vụn thô, nền cát chặt và chặt vừa, đất dính với chỉ số sệt I L 0.5 (chọn lớp đất số 6)

Chọn cao trình mũi cọc so với mặt đất tự nhiên là: -50 m

Chiều dài tính toán của cọc:

Ltt = 50 – 8.25 = 41.75 m Chiều dài thực tế phải thi công cọc là:

Trong đó: l1 Chiều dài đoạn bê tông xốp đầu cọc đập bỏ, lấy l1 = 0.5 m l2 Chiều dài đoạn cọc chôn trong đài, lấy l2 = 0.1 m lmũi Chiều dài đoạn mũi cọc, bằng 0.5 lần cạnh hoặc đường kính cọc, lmũi =0.5m

Chọn cọc có đường kính d = 1.0m

Diện tích tiết diện ngang cọc Ab π d π×1.0 2

Chu vi tiết diện cọc: u = ×1.0 = 3.142 m

Cốt thộp dọc 18ỉ20 cú diện tớch cốt thộp A s = 0.00566 m 2

8.2.2 Tính toán sức chịu tải của cọc

8.2.2.1 Tính toán sức chịu tải cọc theo vật liệu

Cường độ tính toán của bê tông cọc khoan nhồi phải được chiết giảm thông qua hệ số cb, ’cb phụ thuộc vào điều kiện và phương pháp thi công cọc Sức chịu tải của cọc theo cường độ vật liệu được viết lại như sau: cb b sc s,

cb: hệ số điều kiện làm việc kể đến việc đổ bê tông trong khoảng không gian chật hẹp của hố và ống vách, lấy cb=0.85 (mục 7.1.9 TCVN 10304 -2014)

’cb: hệ số kể đến phương pháp thi công cọc Việc khoan và đổ bê tông vào lòng hố khoan dưới dung dịch khoan lấy ’cb=0.7 (mục 7.1.9 TCVN 10304 -2014) s,tot

A : là diện tích toàn bộ cốt thép dọc trong tiết diện cấu kiện

A: là diện tích bê tông, A = (π×1000 2 /4 – 5660) = 779738.16 mm 2

Rb: là cường độ tính toán của bê tông cọc nhồi, bê tông B30 Rb= 17MPa

Rsc là cường độ chịu nén tính toán của cốt thép, CB500-V Rsc= 435 MPa

 là hệ số uốn dọc, phụ thuộc vào độ mảnh của cấu kiện, khi có tác dụng dài hạn của tải trọng: lấy theo Bảng 16 TCVN 5574:2018

Theo mục 7.1.8 đối với mọi loại cọc, khi tính toán theo cường độ vật liệu, cho phép xem cọc như một thanh ngàm cứng trong đất tại tiết diện nằm cách đáy đài một khoảng l1 xác định theo công thức:

Trong đó: lo: là chiều dài đoạn cọc kể từ đáy đài cao tới cao độ san nền lo = 0(m),

Hệ số biến dạng: 5 p c b kb

c = 3: Hệ số làm việc bp là chiều rộng quy ước của cọc, cọc có đường kính lớn hơn 0.8 m lấy: bp = d + 1, các trường hợp còn lại: bp = 1.5d + 0.5, bp = 1.0 + 0.5 = 1.5m

Eb = 32.5×10 6 (kN/m 2 ), mô đun vật liệu làm cọc

I = 0.1×1 4 = 0.1 (m 4 ), moment quán tính tiết diện ngang cọc

Xác định hệ số k, được tính trung bình qua các lớp đất (bảng A.1 TCVN 10304:2014) Đất chủ yếu bao quanh thân cọc là sét, á sét trạng thái dẻo cứng đến cứng → chọn k = 12000 kN/m 4

Chiều dài tính toán của cọc: 1 0 2 2 l l 4.35 m

= + =  Xác định độ mảnh của cọc: l 4.35

 = = =  →  Sức chịu tải của cọc theo cường độ vật liệu như sau: cb b sc s,tot

8.2.2.2 Tính toán sức chịu tải cọc theo chỉ tiêu cơ lý đất nền

Theo mục 7.2.3.1 TCVN 10304:2014, Sức chịu tải trọng nén Rc, u của cọc treo hạ bằng phương pháp ép được xác định bằng tổng sức kháng của đất dưới mũi cọc và trên thân cọc:

Trong đó: γcq: hệ số điều kiện làm việc của đất dưới mũi có xét đến ảnh hưởng của phương pháp hạ cọc

96 đến sức kháng của đất γcq = 1 (Bảng 4 TCVN 10304:2014) γcf: Hệ số điều kiện làm việc của đất trên thân cọc có xét đến ảnh hưởng của phương pháp hạ cọc đến sức kháng của đất γcf = 1 (Bảng 4 TCVN 10304:2014) u: Chu vi tiết diện ngang thân cọc, u = 3.142(m)

Ab: Diện tích cọc tựa lên đất, Ab = 0.785 m 2 li: Chiều dài đoạn cọc nằm trong lớp đất thứ “i” fi: Cường độ sức kháng trung bình của lớp đất thứ “i” (Bảng 3 TCVN 10304-2014) qb: Cường độ sức kháng của đất dưới mũi cọc, theo chỉ dẫn 7.2.3.2 TCVN 10304:2014 Đối với đất dính qb = 4500 (kPa) được lấy theo Bảng 7 TCVN 10304:2014 với IL < 0 và chiều sâu hạ cọc 45 m Chiều dài cọc L = 38 m

Xác định     cf f i l i (Đất nền chia thành các lớp đồng chất không quá 2m)

Bảng 8-2 Bảng xác định sức chịu tải cọc theo chỉ tiêu cơ lý đất nền

Li Độ sâu Z tbi Độ sệt I L f i  cf f i l i

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

8.2.2.3 Tính toán sức chịu tải cọc theo cường độ đất nền

Theo phụ lục G2 TCVN 10304:2014 Sức chịu tải cực hạn của cọc: c,u b b i i

A b = 0.785m 2 là diện tích ngang của mũi cọc qp: Cường độ chịu tải của đất dưới mũi cọc

Với N , N c q hệ số sức chịu tải phụ thuộc vào ma sát trong đất, hình dạng mũi cọc và phương pháp thi công, φ = 19°37’, N c 03, N q =5.91

Sức chịu tải cực hạn của cọc do ma sát bên: R s =u  f l i i

Công thức cường độ sức kháng trung bình fi tổng quát: Đối với đất rời là:f i =  k i v,zi tan( a,i ) Đối với đất dính: fi = αcu, i

Trong đó: k i: hệ số áp lực ngang của lớp đất thứ i đất cố kết thường k i = − 1 sin(  a i , )

v,zi: ứng suất pháp hiệu quả trung bình theo phương đứng của lớp đất thứ i

a,i: góc ma sát giữa đất và cọc trong lớp đất thứ i (Cọc bê tông chọn  a ,i =  i )

Bảng 8-3 Sức chịu tải của đất theo cường độ đất nền

Lớp Trạng thái Độ sâu

Ki tan cu,i  Fi Fi.li

Sức chịu tải của cọc theo chỉ tiêu cường độ đất nền:

8.2.2.4 Tính toán sức chịu tải cọc theo tiêu chuẩn SPT

Sức chịu tải của cọc theo công thức của Viện kiến trúc Nhật Bản (1988), theo phụ lục G mục G.3.2 TCVN 10304:2014: c,u3 c p b cf ci ci cf si si c p f

Trong đó: Qp: sức kháng mũi

* Sức kháng mũi: Qp = qp  Ap

Khi mũi cọc nằm trong lớp đất dính

(Nc, i là chỉ số SPT trong đất dính)

- Đối với đất dính: Qf = ufci lci

Trong đó: fci là cường độ sức kháng trên đoạn cọc nằm trong lớp đất dính thứ “i” fci = αp fL cui

p là hệ số điều chỉnh cho cọc đóng, phụ thuộc vào tỷ lệ giữa sức kháng cắt không thoát nước của đất dính cu và trị số trung bình của ứng suất pháp hiệu quả thẳng đứng, xác định theo biểu đồ trên hình G.2a TCVN 10304:2014 fL là hệ số điều chỉnh độ mảnh h/d của cọc đóng, xác định theo biểu đồ hình G.2b Đối với cọc khoan nhồi fL = 1 cui là Lực dính không thoát nước cuả lớp đất thứ i (=6.25Nci kPa)

- Đối với đất rời: Qf = ufsi lsi

Trong đó: fsi là cường độ sức kháng của đất rời trên thân cọc 10

Bảng 8-4 Bảng tính sức chịu tải sức kháng ma sát thành theo SPT

Nsi Nci  ' v,zi c ui c ui / v,si  p f ci f si f ci ×l ci f si ×l si

50.00 0.30 49.85 - 44 13.51 4.053 275 67.85 0.5 137.50 - 41 - cf ci ci cf si si γ f l + γ f l =

Sức chịu tải của cọc theo thí nghiệp SPT:

3 c,u, qe1 b b cf ci ci cf si si

Sức chịu tải thiết kế của cọc

Bảng 8-5 Bảng tổng hợp sức chịu tải

Sức chịu tải Kết quả Rcu_i (kN)

Chỉ tiêu cơ lý đất nền 14116.12

Sức chịu tải cực hạn của cọc:

Sức chịu tải thiết kế của cọc:

Vậy chọn sức chịu tải thiết kế cho cọc: R c,d =5600 kN

Thỏa điều kiện: R VL =10403.37kN  1.5R c ,d =8400 kN

TÍNH THIẾT KẾ MÓNG M.1

8.3.1 Kiểm tra điều kiện tải tác dụng đầu cọc

Lực tác dụng lớn nhất lên móng M.1: N tt = 8040.4 (kN)

Sức chịu tải cọc sử dụng: Rcd = 5600 (kN)

Sơ bộ số lượng cọc: tt coc cd

Hình 8.2 Mặt bằng bố trí cọc

Chọn kích thước đài cọc và bố trí như sau:

Khoảng cách giữa 2 tim cọc s = 2.5d = 2.5m Khoảng cách từ mép cọc đến mép đài là 0.25m

Bảng 8-6 Tọa độ cọc móng M1

Hình 8.3 Vị trí móng trên bảng vẽ

Trọng lượng đài: W = Vd × γd = 4× 1.5 × 2 × 25 = 300 (kN)

Tải trọng đứng tác dụng tại đáy đài:N tt = F Zi + W (kN); tt tt tt y max x max max,min 2 2 coc i i

Bảng 8-7 Kết quả tinh toán Pmax và Pmin móng M1

Combo Fz (kN) My (kN.m) Mx (kN.m) Pmax (kN) Pmin (kN)

Vậy thỏa điều kiện cọc không bị phá hoại và số lượng cọc cũng như cách bố trí cọc là hợp lí Kiểm tra áp lực đất nền tác dụng lên mũi cọc

Sử dụng giá trị tải truyền xuống móng với giá trị lực dọc Nmax ứng với giá trị tiêu chuẩn, gần đúng lấy N tc =N tt max /1.15 tc tc x tc y

Xác định kích thước khối móng quy ước:

Quan niệm cọc và đất giữa các cọc làm việc đồng thời như một khối móng đồng nhất đặt trên lớp đất bên dưới mũi cọc Mặt truyền tải của khối móng quy ước được mở rộng hơn so với diện tích đáy đài với góc mở (theo mục 7.4.4, TCVN 10304:2014)

Góc ma sát trung bình: tb i i tb i h 20.717 5.18 h 4

i: Góc ma sát trong tính toán của từng lớp đất có chiều dày li mà cọc xuyên qua; hi: Chiều dài đoạn cọc trong lớp đất thứ “i”

Hình 8.4 Khối móng quy ước cho móng 2 cọc

* Trọng lượng khối móng qui ước:

Diện tích đáy khối móng quy ước tính theo công thức: Aqu = Lqu  Bqu:

Trọng lượng khối móng quy ước: qu qu qu qu tb ( )

Tải trọng quy về đáy khối móng quy ước: tc tc d qu tc tc xd x tc tc yd y

= + = + = = Độ lệch tâm do moment: tc xd x tc d tc yd y tc d

→ Bỏ qua ảnh hưởng của moment Áp lực đất dưới nền đáy móng: tc tc d 2 tb qu

= = Cường độ tiêu chuẩn của đất dưới đáy khối móng quy ước Theo mục 4.6.9, trang 24 TCVN 9362 –

2012, cường độ tiêu chuẩn của đất nền được xác định theo công thức:

II II II II 0 tc m m

Trong đó: m1 và m2: Lần lượt là hệ số điều kiện làm việc của đất nền và hệ số điều kiện làm việc của nhà hoặc công trình có tác dụng qua lại với nền, tra Bảng 15 theo Điều 4.6.10 TCVN 9362:2012→ m1 = 1, m2 = 1 ktc: Hệ số độ tin cậy tra theo Điều 4.6.11 TCVN 9362–2012, các đặc trưng tính toán lấy trực tiếp từ các bảng thống kê → ktc = 1;

A, B, D: Các hệ số không thứ nguyên lấy theo Bảng 14, TCVN 9362:2012, phụ thuộc vào góc ma sát trong II = 19 o 62’→ A = 0.51, B = 3.06, C = 5.66; b: bề rộng khối móng quy ước h: Chiều cao của khối móng quy ước, h = Hqu = 43 (m)

II: Dung trọng lớp đất từ đáy khối móng qui ước trở xuống II = 10.51 (kN/m 3 )

II’: Dung trọng các lớp đất từ đáy khối móng qui ước trở lên

 = = ; cII: Giá trị lực dính đơn vị nằm trực tiếp dưới đáy móng, c = 43.1 (kN/m 2 ); ho: Chiều sâu đến nền tầng hầm, ho = h – htđ; h là chiều sâu đặt móng so với cốt quy định Theo chú thích 3 mục 4.6.9 TCVN 9362:2012 khi chiều rộng tầng hầm lớn hơn 20m thì chiều sâu đặt móng h lấy bằng htd Nên h = htd nên h0 = 0 Vậy sức chịu tải tiêu chuẩn của đất nền dưới đáy khối móng quy ước:

Kiểm tra điều kiện áp lực tại mặt phẳng mũi cọc tc 2 2

 Thỏa mãn điều kiện áp lực tại mặt phẳng mũi cọc

Chia lớp đất dưới mũi cọc thành nhiều phân lớp có chiều dày hi=0.5m Tính ứng suất gây lún cho đến khi nào thỏa điều kiện σi bt ≥ 5 σi gl (vị trí ngừng tính lún) với: bt qu 2

 =  : Ứng suất gây lún tại đáy lớp thứ “i” koi: Hệ số tra bảng C.1, TCVN 9362:2012, phụ thuộc vào tỉ số Lqu/Bqu và 2Z/Bqu tc gl 2

Bảng 8-8 Bảng hệ số e rỗng ứng với cấp áp lực p

Cấp áp lực P [kg/cm2]

Hình 8.5 Biểu đồ quan hệ e-p của lớp 6

Hình 8.6 Biểu đồ quan hệ e-p của lớp 7 Bảng 8-9 Bảng tính lún móng M.1

[m] [m] [kN/m 3 ] [kN/m 2 ] [kN/m 2 ] [kN/m 2 ] [kN/m 2 ] [cm]

Ta có tại lớp phân tố thứ 3 có σ = 462.8(kN/m ) > 5×σ = 451.0(kN/m ) bt 2 gl 2 → Dừng tính lún tại đây

Tổng độ lún của móng: S 0.354(cm)=   S =10(cm)→ Thỏa điều kiện lún của móng

Kiểm tra xuyên thủng đài móng M.1

Hình 8.7 Mặt cắt tháp xuyên thủng móng M.1

Nhận xét: Với góc lan tỏa ứng suất 45 o ta thấy tháp xuyên thủng hình thành từ mép cột phủ đầu qua cọc, nên đài móng được xem là tuyệt đối cứng → Điều kiện chống nén thủng (chọc thủng đài bởi cột) được đảm bảo

Tính toán cốt thép đài móng M.1

Nội lực để tính toán cốt thép cho đài móng được lấy từ các dải Strip chia đều kín đài móng trong mô hình phần mềm Safe:

(kNm) Moment min (kNm) Moment max

Bảng 8-10 Bảng thông số đầu vào tính toán thép móng M.1

Bảng 8-11 Bảng tính toán thép móng M.1

[Mpa] A st [cm 2 ] Thép chọn A bt [cm 2 ] 

Trọng lượng đài: W = Vd × γd = 4× 4 × 2 × 25 = 800 (kN)

Bảng 8-13 Kết quả tinh toán Pmax và Pmin móng M.2

Combo F z (kN) M y (kN.m) M x (kN.m) P max (kN) P min (kN)

Vậy thỏa điều kiện cọc không bị phá hoại và số lượng cọc cũng như cách bố trí cọc là hợp lí Kiểm tra áp lực đất nền tác dụng lên mũi cọc

Diện tích đáy khối móng quy ước tính theo công thức: Aqu = Lqu  Bqu: tb qu d c tb qu d c

A =B L 6 10.6 112.4(m ) Trọng lượng khối móng quy ước: qu qu qu qu tb ( )

Chia lớp đất dưới mũi cọc thành nhiều phân lớp có chiều dày hi=0.5m Tính ứng suất gây lún cho đến khi nào thỏa điều kiện σi bt ≥ 5 σi gl (vị trí ngừng tính lún) với:

 Cần tính lún cho móng

Bảng 8-14 Bảng tính lún móng M.2

Ta có tại lớp phân tố thứ 13 có σ = 505.6(kN/m ) > 5×σ = 455(kN/m ) bt 2 gl 2 → Dừng tính lún tại đây

Tổng độ lún của móng: S 1.784(cm)=   S =10(cm)→ Thỏa điều kiện lún của móng

8.4.3 Kiểm tra xuyên thủng đài móng M.2

Hình 8.11 Mặt cắt tháp xuyên thủng móng M2

Nhận xét: Với góc lan tỏa ứng suất 45 o ta thấy tháp xuyên thủng hình thành từ mép cột phủ đầu qua cọc, nên đài móng được xem là tuyệt đối cứng → Điều kiện chống nén thủng (chọc thủng đài bởi cột) được đảm bảo

8.4.4 Tính toán cốt thép đài móng M.2

Moment max (kNm) Moment max (kNm)

Moment min (kNm) Moment min (kNm)

Hình 8.12 Biểu đồ Moment móng M2

Bảng 8-15 Bảng thông số đầu vào tính toán thép móng M2

Bảng 8-16 Bảng tính toán thép móng M2

[Mpa] A st [cm 2 ] Thép chọn

Trọng lượng đài: W = Vd × γd = 5.9× 6.5× 2 × 25 = 1917.5 (kN)

Bảng 8-18 Kết quả tinh toán Pmax và Pmin móng M3

Vậy thỏa điều kiện cọc không bị phá hoại và số lượng cọc cũng như cách bố trí cọc là hợp lí

8.5.2 Kiểm tra áp lực đất nền tác dụng lên mũi cọc

A =B L 05 12.5 163.13(m ) Trọng lượng khối móng quy ước: qu qu qu qu tb ( )

8.5.3 Kiểm tra điều kiện áp lực tại mặt phẳng mũi cọc tc 2 2

Chia lớp đất dưới mũi cọc thành nhiều phân lớp có chiều dày hi=0.5m Tính ứng suất gây lún cho đến khi nào thỏa điều kiện σi bt

(vị trí ngừng tính lún) với: bt qu 2

Tổng độ lún của móng: S 2.546(cm) =   S = 10(cm) → Thỏa điều kiện lún của móng

Nhận xét: Với góc lan tỏa ứng suất 45 o ta thấy tháp xuyên thủng hình thành từ mép cột phủ đầu qua cọc (cụ thể vị trí tim cọc) , nên đài móng được xem là tuyệt đối cứng → Điều kiện chống nén thủng (chọc thủng đài bởi cột) được đảm bảo

Tính toán cốt thép đài móng M.3

Moment max (kNm) Moment max (kNm)

Moment min (kNm) Moment min (kNm)

Bảng 8-20 Bảng thông số đầu vào tính toán thép móng M.3

[m] h [m] a [m] R s [Mpa] A st [cm 2 ] Thép chọn

Trọng lượng đài: W = Vd × γd = 4× 14× 2 × 25 = 2800 (kN)

Bảng 8-23 Kết quả tinh toán Pmax và Pmin móng M.4

Vậy thỏa điều kiện cọc không bị phá hoại và số lượng cọc cũng như cách bố trí cọc là hợp lí

8.6.2 Kiểm tra áp lực đất nền tác dụng lên mũi cọc

8.6.3 Kiểm tra điều kiện áp lực tại mặt phẳng mũi cọc tc 2 2

Chia lớp đất dưới mũi cọc thành nhiều phân lớp có chiều dày hi=1m Tính ứng suất gây lún cho đến khi nào thỏa điều kiện σi bt

(vị trí ngừng tính lún) với: bt qu 2

Xét cọc biên là cọc gây ra chọc thủng đài móng, thoả điều kiện: i=m max bt 01 i i i=1

Trong đó: h01 là chiều cao tính toán của tiết diện trên đoạn đang kiểm tra, bằng khoảng cách từ đỉnh cọc đến mặt trên đài cọc ui i là giá trị trung bình của đáy trên và đáy dưới của mặt bên thứ i của tháp chọc thủng có chiều cao h01

i là hệ số, được xác định theo biểu thức: i =k(h0i/c0i) với k là hệ số, kể đến sự giảm khả năng chịu lực đài cọc ở vùng góc

Bảng 8-25 Bảng giá trị hệ số

Nhận xét: Pmax = 5482.58 (kN) < 10500.05 (kN) Vậy cọc đảm bảo khả năng chọc thủng

8.6.6 Tính toán cốt thép đài móng M.4

Moment max (kNm) Moment min

Moment max (kNm) Moment min (kNm)

Bảng 8-26 Bảng giá trị đầu vào tính toán thép móng M.4

Strip M [kNm] b [m] h [m] a [m] R s [Mpa] A st [cm 2 ] Thép chọn

Tính thiết kế móng lõi thang máy M.LTM

Hình 8.21 Mặt bằng cọc lõi thang máy

- Tổng số lượng cọc n = 50 cọc

Khoảng cách giữa 2 tim cọc s = 3d = 3.0m, 2.5d = 2.5m Khoảng cách từ mép cọc đến mép đài s 250mm

Do sự bố trí cọc trong đài móng lõi thang rất phức tạp, nên việc tính toán kiểm tra thủ công gặp nhiều khó khăn, mặt khác sự tin cậy của mô hình phân tích đã được kiểm chứng bởi những mô hình đơn giản đã so sánh đối chiếu ở trên nên việc tính toán móng lõi thang sẽ được thực hiện với sự hỗ trợ của phần mềm SAFE V.12

Hình 8.22 Mô hình lò xo cọc

Hình 8.23 Phản lực đầu cọc móng lỗi thang máy MLT

Nhận xét: Pmax = 5564.1(kN) < Rc,d = 5600 (kN) → Vậy thỏa điều kiện cọc không bị phá hủy

Kiểm tra áp lực đất nền tác dụng lên mũi cọc

Sử dụng giá trị tải truyền xuống móng với giá trị lực dọc Nmax ứng với giá trị tiêu chuẩn, gần đúng lấy N tc =N tt max /1.15 tt tt x tt y

Xác định kích thước khối móng quy ước

Hình 8.24 Khối móng quy ước cho móng lỗi thang máy

Trong đó: m1 và m2: Lần lượt là hệ số điều kiện làm việc của đất nền và hệ số điều kiện làm việc của nhà hoặc công trình có tác dụng qua lại với nền, tra Bảng 15 theo Điều 4.6.10 TCVN 9362:2012→

134 m1 = 1, m2 = 1 ktc: Hệ số độ tin cậy tra theo Điều 4.6.11 TCVN 9362–2012, các đặc trưng tính toán lấy trực tiếp từ các bảng thống kê → ktc = 1;

Tính lún móng lõi thang

Chia lớp đất dưới mũi cọc thành nhiều phân lớp có chiều dày hi=1.0m Tính ứng suất gây lún cho đến khi nào thỏa điều kiện σibt ≥ 5 σigl (vị trí ngừng tính lún) với: bt qu 2

 =  : Ứng suất gây lún tại đáy lớp thứ “i” koi: Hệ số tra bảng C.1, TCVN 9362:2012, phụ thuộc vào tỉ số Lqu/Bqu và Z/Bqu tc gl 2

 → Cần tính lún cho móng

Bảng 8-28 Bảng tính lún móng lõi thang

Ta có tại lớp phân tố thứ 12 có σ = 564(kN/m ) > 5×σ = 419(kN/m ) bt 2 gl 2 → Dừng tính lún tại đây

Tính toán cốt thép móng

Nội lực để tính toán cốt thép cho đài móng được lấy từ các dải Strip chia đều kín đài móng trong mô hình phần mềm Safe

Hình 8.27 Moment max phương X (kNm)

Hình 8.28 Moment min phương X (kNm)

Hình 8.29 Moment max phương Y (kNm)

Hình 8.30 Moment min phương Y (kNm)

Bảng 8-29 Bảng tính thép móng

Tên Strip BxH Lớp trên Lớp dưới

As FS mm kNm cm 2 kNm cm 2

CSA1 1700x4000 -2370.1 T20a100 9083.29 53.41 3.83 4584.12 2.405 T25a100 13720.35 83.45 2.99 CSA1 1700x4000 -1889.8 T20a100 9083.29 53.41 4.81 4896.65 3.193 T25a100 13720.35 83.45 2.80 CSA1 1700x4000 -6097.8 T20a100 9083.29 53.41 1.49 3509.54 6.255 T25a100 13720.35 83.45 3.91 CSA1 1700x4000 -3045.6 T20a100 9083.29 53.41 2.98 8037.76 11.355 T25a100 13720.35 83.45 1.71 CSA1 1700x4000 -3403.2 T20a100 9083.29 53.41 2.67 19470.73 14.005 T25a100+T25a200 20409.54 125.17 1.05 CSA1 1700x4000 -2662.1 T20a100 9083.29 53.41 3.41 17503.23 16.955 T25a100+T25a200 20409.54 125.17 1.17 CSA1 1700x4000 -717.98 T20a100 9083.29 53.41 12.65 18330.42 20.480 T25a100+T25a200 20409.54 125.17 1.11

CSA1 1700x4000 -1760.6 T20a100 9083.29 53.41 5.16 2591.24 27.551 T25a100 13720.35 83.45 5.29 CSA2 2200x4000 -2115.6 T20a200 5907.63 34.56 2.79 7484.46 2.405 T25a100 17755.74 107.99 2.37 CSA2 2200x4000 -1067.9 T20a200 5907.63 34.56 5.53 6608.33 3.078 T25a100 17755.74 107.99 2.69 CSA2 2200x4000 -5699.1 T20a200 5907.63 34.56 1.04 4508.9 7.655 T25a100 17755.74 107.99 3.94 CSA2 2200x4000 -2048.7 T20a200 5907.63 34.56 2.88 12264.47 11.355 T25a100 17755.74 107.99 1.45 CSA2 2200x4000 -1669.1 T20a200 5907.63 34.56 3.54 13252.19 14.005 T25a100 17755.74 107.99 1.34 CSA4 5600x4000 -7162.2 T20a200 15037.62 87.96 2.10 16941.56 2.405 T25a100 45196.43 274.89 2.67 CSA5 5600x4000 -6088.7 T20a200 15037.62 87.96 2.47 12552.57 0.000 T25a100 45196.43 274.89 3.60 CSA6 5600x2500 -1154.8 T16a200 5983.08 56.3 5.18 13200.76 0.000 T25a100 27259.9 274.89 2.07 CSA6 5600x2500 -440.13 T16a200 5983.08 56.3 13.59 9759.1 3.150 T25a100 27259.9 274.89 2.79 CSA7 5600x2500 -2983.7 T16a200 5983.08 56.3 2.01 9852.96 2.250 T25a100 27259.9 274.89 2.77

CSA8 1800x4000 -3217.7 T20a200 4833.52 28.27 1.50 6209.06 2.405 T25a100 14527.43 88.36 2.34 CSA8 1800x4000 -2571.6 T20a200 4833.52 28.27 1.88 9221.72 5.555 T25a100 14527.43 88.36 1.58 CSA8 1800x4000 -752.66 T20a200 4833.52 28.27 6.42 5886.85 8.355 T25a100 14527.43 88.36 2.47 CSA8 1800x4000 -2626.9 T20a200 4833.52 28.27 1.84 11978.25 11.355 T25a100 14527.43 88.36 1.21 CSA8 1800x4000 -752.53 T20a200 4833.52 28.27 6.42 12236.06 14.743 T25a100 14527.43 88.36 1.19

CSA9 2500x4000 -1664.8 T20a200 6713.22 39.27 4.03 7526 15.346 T25a100 20176.98 122.72 2.68 CSB1 2400x4000 -2317.1 T20a200 6444.69 37.7 2.78 6422.72 2.320 T25a100 19369.9 117.81 3.02 CSB1 2400x4000 -1080.4 T20a200 6444.69 37.7 5.96 9726.43 5.615 T25a100 19369.9 117.81 1.99 CSB1 2400x4000 -2006.5 T20a200 6444.69 37.7 3.21 13049.59 6.590 T25a100 19369.9 117.81 1.48 CSB1 2400x4000 -2005.1 T20a200 6444.69 37.7 3.21 7139.27 9.527 T25a100 19369.9 117.81 2.71 CSB2 3000x4000 -5255.8 T20a200 8055.87 47.12 1.53 15427.94 0.000 T25a100 24212.38 147.26 1.57 CSB2 3000x4000 -2520.3 T20a200 8055.87 47.12 3.20 4532.85 3.310 T25a100 24212.38 147.26 5.34 CSB3 3000x2500 -2429.4 T16a200 3205.22 30.16 1.32 7642.87 0.000 T25a100 14603.52 147.26 1.91 CSB3 3000x2500 -2835.5 T16a200 3205.22 30.16 1.13 10077.97 5.600 T25a100 14603.52 147.26 1.45 CSB4 3000x4000 -3770.9 T20a200 8055.87 47.12 2.14 10625.63 1.840 T25a100 24212.38 147.26 2.28 CSB5 2800x4000 -5205.3 T20a200 7518.81 43.98 1.44 15340.79 2.417 T25a100 22598.22 137.44 1.47 CSB5 2800x4000 -5573.9 T20a200 7518.81 43.98 1.35 17140.68 5.750 T25a100 22598.22 137.44 1.32 CSB5 2800x4000 -6181.2 T20a200 7518.81 43.98 1.22 21328.97 7.417 T25a100 22598.22 137.44 1.06 CSB5 2800x4000 -3285.3 T20a200 7518.81 43.98 2.29 8472.8 9.645 T25a100 22598.22 137.44 2.67 CSB6 3000x4000 -6958.2 T20a200 8055.87 47.12 1.16 16787.63 0.000 T25a100 24212.38 147.26 1.44 CSB6 3000x4000 -5436.6 T20a200 8055.87 47.12 1.48 5035.91 3.310 T25a100 24212.38 147.26 4.81 CSB7 3000x2500 -4087.5 T16a150 4266.13 40.21 1.04 9403.29 0.000 T25a100 14603.52 147.26 1.55 CSB7 3000x2500 -3854.3 T16a150 4266.13 40.21 1.11 11173.9 5.600 T25a100 14603.52 147.26 1.31 CSB8 3000x4000 -5629.2 T20a200 8055.87 47.12 1.43 12848.92 1.840 T25a100 24212.38 147.26 1.88 CSB9 2600x4000 -9180.1 T20a100 13892.09 81.68 1.51 17879.53 1.840 T25a100 20984.06 127.63 1.17

CSA15 5400x2500 0 T20a200 8965.86 84.82 - 30984 2.890 T25a100+T25a200 38886.39 397.61 1.26 CSA15 5400x2500 -2605.4 T20a200 8965.86 84.82 3.44 15577.06 3.917 T25a100 26286.34 265.07 1.69 CSA16 5200x2500 -183.81 T16a200 5555.72 52.28 30.23 21453.09 0.000 T25a100 25312.77 255.25 1.18 CSB10 2800x4000 -9057.1 T20a150 10007.99 58.64 1.10 19949.18 1.990 T25a100 22598.22 137.44 1.13 CSB10 2800x4000 -6894.2 T20a150 10007.99 58.64 1.45 14367 3.250 T25a100 22598.22 137.44 1.57 CSB11 2800x4000 -945.86 T16a150 6430.66 37.53 6.80 9022.59 0.000 T25a100 22598.22 137.44 2.50 CSB11 2800x4000 -5004.2 T16a150 6430.66 37.53 1.29 9461.38 5.100 T25a100 22598.22 137.44 2.39 CSB12 2800x4000 -6206.9 T20a200 7518.81 43.98 1.21 11861.84 0.000 T25a100 22598.22 137.44 1.91 CSB13 2700x4000 -6290.1 T20a100 14426.4 84.82 2.29 17029.93 2.545 T25a100 21791.14 132.54 1.28 CSB13 2700x4000 -6188.5 T20a100 14426.4 84.82 2.33 19164.2 4.083 T25a100 21791.14 132.54 1.14 CSB13 2700x4000 -7650.0 T20a100 14426.4 84.82 1.89 14517.4 8.250 T25a100 21791.14 132.54 1.50 CSB13 2700x4000 -9833.1 T20a100 14426.4 84.82 1.47 20680.38 9.083 T25a100 21791.14 132.54 1.05 CSB14 3000x4000 -7967.7 T20a150 10722.84 62.83 1.35 20052.63 1.990 T25a100 24212.38 147.26 1.21 CSB14 3000x4000 -5117.6 T20a150 10722.84 62.83 2.10 14952.37 3.250 T25a100 24212.38 147.26 1.62 CSB15 3000x4000 -420.24 T16a150 6889.99 40.21 16.40 10080.35 0.000 T25a100 24212.38 147.26 2.40 CSB15 3000x4000 -5613.2 T16a150 6889.99 40.21 1.23 8552.4 5.400 T25a100 24212.38 147.26 2.83 CSB16 3000x4000 -6435.2 T20a200 8055.87 47.12 1.25 13241.18 0.000 T25a100 24212.38 147.26 1.83 CSB17 5400x4000 -4764.3 T20a200 14500.56 84.82 3.04 22042.51 2.545 T25a100 43582.28 265.07 1.98 CSB17 5400x4000 -542.68 T20a200 14500.56 84.82 26.72 25211.99 4.083 T25a100 43582.28 265.07 1.73

MÓNG CẨU THÁP

DỮ LIỆU ĐẦU VÀO

9.1.1 Cơ sở, căn cứ tính toán a Tiêu chuẩn áp dụng:

• TCVN 2737:1995 - Tải trọng và tác động -Tiêu chuẩn thiết kế

• TCVN 5575:2012 - Kết cấu thép - Tiêu chuẩn thiết kế

• TCVN 5574:2018 – Kết cấu bê tông và bê tông cốt thép, tiêu chuẩn thiết kế

• TCVN 10304:2014 – Móng cọc, tiêu chuẩn thiết kế b Phần mềm tính toán: Etabs 2018 c Hồ sơ khảo sát địa chất của công trình

Bê tông đài móng B30 có: Rb = 17 (MPa) ; Rbt = 1.15(MPa) Thép ỉ >= 10, CB500-V: Rs = 435(MPa)

9.1.2 Thông số cẩu tháp CT1, CT2, CT3 a Cẩu tháp LT 6520 - 10

Cẩu tháp LT 6520 - 10 (Frame/ Khung 2.0m x 2.0m )

Bán kính cần thực tế lắp là: RCT1 = 50m , RCT2 = 40m , RCT1 = 60m ,

Tải trọng đầu cần: Pmin = 2 T

Chiều cao tự đứng tính toán Hmax = 42.0m

- Theo Catalogue móng cẩu tháp:

- Lực hướng lên Lực hướng xuống

- L: bề rộng thân cẩu F1,2,3,4: là lực tại chân cẩu tháp

- Ms : Momen xoắn, chỉ kể đến trong trường hợp cẩu làm việc

- Thiên về an toàn, phần hoạt tải chân cẩu tháp được nhân với hệ số tổ hợp 1.2 Tĩnh tải do trọng lượng bản thân đài móng bê tông cốt thép nhân với hệ số tổ hợp 1.1 trong tính toán thiết kế móng cẩu tháp

Tổ hợp tải trọng như sau: Tổ hợp = 1.1 x Tĩnh tải + 1.2 x Hoạt tải

- Trong đó : o Tĩnh tải : trọng lượng bản thân kết cấu hệ móng bê tông cốt thép o Hoạt tải : tải trọng của chân cẩu tháp Tải trọng chân cẩu tháp lấy từ catalouge tương ứng với 16 trường hợp tải

MÔ HÌNH MÓNG BẰNG ETABS- TÍNH TOÁN CẨU

-Tính toán chiều dài cọc ngàm vào đất theo TCVN 10304:2014, cọc sẽ ngàm vào trong đất một đoạn: Le

+ L0: chiều dài đoạn cọc kể từ cao độ đáy đài tới cao độ đào đất (m);

+ k: hệ số tỷ lệ (kN/m 4 );

+  c : hệ số điều kiện làm việc

+ E : modul đàn hồi của vật liệu làm cọc (kPa)

+ I : moment quán tính của tiết diện ngang cọc (m 4 )

Do đó giá trị Le được lấy như sau: L e = L 0 + e

Kết luận: Chọn chiều dài tính toán Le = 5.0 (m)

9.1.3 Mô hình tính và giá trị nội lực:

Tải tác dụng chân cẩu tháp được xoay vòng 4 chân để đảm bảo xét hết tất cả trường hợp khi cẩu tháp làm việc thực tế

Hình 9.1 Mô hình tính toán móng cẩu tháp

Hình 9.2 Phương án bố trí cọc

Tải tác dụng chân cẩu tháp được xoay vòng 4 chân để đảm bảo xét hết tất cả trường hợp khi cẩu tháp làm việc thực tế

Hình 9.3 Trường hợp tải (1, 2, 3, 4 – xoay vòng 4 điểm), T

Hình 9.4 Trường hợp tải (5, 6, 7, 8 – xoay vòng 4 điểm), T

Hình 9.5 Trường hợp tải (9,10,11,12 – xoay vòng 4 điểm), T

Hình 9.6 Trường hợp tải (13,14,15,16 – xoay vòng 4 điểm), T

Hình 9.7 Trường hợp tải moment xoắn Ms, (T.m) chỉ xuất hiện cùng 8 trường hợp khi cẩu làm việc.

• Kết quả nội lực đài móng:

Hình 9.8 Moment dải móng theo phương X , Mmax , T.m

Hình 9.9 Moment dải móng theo phương X , Mmin , T.m

Hình 9.10 Moment dải móng theo phương Y , Mmax ,

Hình 9.11 Moment dải móng theo phương Y , Mmin ,

KIỂM TRA KHẢ NĂNG CHỊU LỰC CỦA MÓNG

- Kiểm tra đài móng theo bảng tính dưới đây:

• Kiểm tra hàm lượng cốt thép 

• Chiều cao làm việc của bêtông móng:

9.3 TÍNH TOÁN THÉP ĐÀI MÓNG

Hạng mục: Thép theo strip

Bê tông mác 400 Rn = 170 (Kg/cm 2 )

Cường độ thép CB500V Ra = 4350 (Kg/cm 2 )

Moment tính toán  Đường kính Fa y.cầu m Khoảng cách Fa t.kế Kiểm tra

(cm) (m) Tm (Kgm/m) (mm) (cm 2 /m) % (mm) (cm 2 /m)

Kết luận: Thép đài móng đảm bảo khả năng chịu lực

Kết luận: Dựa trên bảng tính toán sức chịu tải sức chịu tải cọc theo điều kiện đất nền, và hệ số an toàn tính toán sức chịu tải chịu kéo của cọc lấy FS =2, do đó sức chịu tải tính toán của cọc như sau:

+ Sức chịu tải chịu nén tính toán của cọc : Rc,a3 = 203.1 T

+ Sức chịu tải chịu kéo tính toán của cọc : Rn3 = 343.0 / 2 1.4 T

Kiểm tra sức chịu tải của cọc cẩu tháp

- Để thuận tiện cho việc tính toán kiểm tra, chọn sức chịu tải nhỏ nhất để kiểm tra:

+ Sức chịu tải chịu nén tính toán của cọc : Rc,a = min(Rc,a1,2,3) = 200T

+ Sức chịu tải chịu kéo tính toán của cọc : Rn = min(Rn1,2,3) 2.9T

- Kết quả phản lực đầu cọc:

Hình 9.12 Lực nén lớn nhất Pmax = 197.3 Tấn

Tải trọng tác dụng gây bất lợi nhất cho 1 cọc có thể xảy ra

✓ Tải trọng gây nén lớn nhất:

P max = 197.3 (T) < R c,a = 200 (T) Kiểm tra: Cọc đảm bảo khả năng chịu tải trọng nén

✓ Tải trọng gây kéo lớn nhất:

Pmin = -45.1 (T) < 0 , Nên cần kiểm tra điều kiện chịu nhổ

- Cường độ chịu nhổ cọc theo cường độ đất nền

|Pmin| = 45.1 (T) < Rn = 162.9 (T) Kiểm tra: Cọc đảm bảo khả năng chịu nhổ

Hình 9.13 Lực kéo lớn nhất Pmin = 45.1 Tấn Tải

154 d Kiểm tra chi tiết đầu cọc

- Khả năng chịu kéo của thép neo đầu cọc 10d22:

- Kiểm tra khả năng chịu tuột của thép neo 10d22, chiều dài neo L0mm:

Rbt : cường độ chịu kéo tính toán của bê tông đài móng

 1   2: Hệ số kể đến ảnh hưởng của loại bề mặt và đường kính bulong neo

N1 5( T ) : Thép neo không bị kéo đứt

N2 = 127( T ): Thép neo không bị kéo tuột khỏi đài móng Kết luận: Chi tiết thép neo đầu cọc đảm bảo khả năng chịu lực

9.4 KIỂM TRA CỌC CHỊU TẢI TRỌNG NGANG

Hình 9.14 Biểu đồ moment M3-3 lớn nhất của cọc,

Hình 9.15 Biểu đồ moment M2-2 lớn nhất của cọc ,

Hình 9.16 Biểu đồ lực dọc lớn nhất của cọc , T

KIỂM TRA KHẢ NĂNG CHỊU LỰC CỌC KHOAN NHỒI D800

Kết luận: Cọc đảm bảo khả năng chịu tải trọng ngang

9.5 KIỂM TRA CHỊU NHỔ CHÂN CẨU THÁP

• Cấu tạo liên kết chân đế cẩu tháp và đài móng: Số bu lông neo tại mỗi chân cẩu là n = 8 bu lông, cấp độ bền 6.6 Đường kính bu lông là d = 42(mm) Chiều dài neo của bu lông trong bê tông là Lneo = 1300 (mm)

• Lực kéo lớn nhất tác dụng lên 1 chân cẩu là: Nkéo-max = 52.7x1.2 = 63.24 (T), được lấy theo catalogue của cẩu tháp

• Lực kéo lớn nhất tác dụng lên 1 bu lông neo là:

• Lực cắt lớn nhất tác dụng lên 1 bu lông neo là: Ncat−max = 12.11.2 52T

• Khả năng chịu kéo theo vật liệu của 1 bu lông neo là:

• Khả năng chịu nhổ của 1 bu lông neo là:

• Khả năng cắt của 1 chân câu tháp (8 bu lông) là:

Rbt : cường độ chịu kéo tính toán của bê tông đài móng (T/cm 2 )

Abn : tiết diện thu hẹp của bu lông neo (cm 2 ), ftb là cường độ chịu kéo của bu lông neo (T/cm 2 )

 1   2: Hệ số kể đến ảnh hưởng của loại bề mặt và đường kính bulong neo

 bu lông neo không bị kéo đứt

 bu lông neo không bị nhổ ra khỏi đài móng

N cat −max   N   Bu lông neo không bị cắt

Kết luận: Bu lông neo thỏa mãn điều kiện chịu lực cb tb cb

Tiêu đề	Khu Căn Hộ - Thương Mại Dịch Vụ Cao Tầng Master Homes
Tác giả	Nguyễn Đình Quý
Người hướng dẫn	TS. Nguyễn Thế Trường Phong
Trường học	Trường Đại Học Sư Phạm Kỹ Thuật Thành Phố Hồ Chí Minh
Chuyên ngành	Công Nghệ Kỹ Thuật Công Trình Xây Dựng
Thể loại	Đồ Án Tốt Nghiệp
Năm xuất bản	2023
Thành phố	Thành Phố Hồ Chí Minh

Định dạng
Số trang	177
Dung lượng	14,72 MB