Tính cấp thiết đầu tư xây dựng công trình
Việt Nam đang phát triển mạnh mẽ với sự gia tăng xây dựng nhà cao tầng, đặc biệt là tại Đà Nẵng, một trong những thành phố đáng sống nhất nước Đà Nẵng không chỉ là trung tâm kinh tế lớn của khu vực miền Trung-Tây Nguyên mà còn có nền công nghiệp và dịch vụ phát triển Với cảnh quan thiên nhiên tuyệt đẹp, bao gồm núi, sông Hàn thơ mộng, biển xanh cát trắng, cùng với cảng biển và sân bay quốc tế, Đà Nẵng hội tụ đầy đủ các yếu tố Thiên Thời - Địa Lợi - Nhân Hoà Các điểm du lịch nổi tiếng như khu du lịch Bà Nà và bãi biển thu hút du khách đến với thành phố này.
Đà Nẵng nổi bật với nhiều điểm du lịch hấp dẫn như bãi biển Mỹ Khê, suối khoáng nóng Núi Thần Tài, và Chùa Linh Ứng trên bán đảo Sơn Trà Thành phố còn sở hữu khu vui chơi giải trí trong nhà Asia Park, lớn nhất châu Á, cùng với những thắng cảnh tự nhiên tuyệt đẹp như đèo Hải Vân và rừng nguyên sinh ở bán đảo Sơn Trà và Ngũ Hành Sơn Đặc biệt, Đà Nẵng được bao quanh bởi ba di sản văn hóa thế giới là Huế, Hội An, Mỹ Sơn, và không xa là Vườn Quốc Gia Phong Nha – Kẻ Bàng.
Đà Nẵng đang trở thành điểm đến hấp dẫn cho cư dân và du khách trong và ngoài nước, dẫn đến nhu cầu cấp thiết về chỗ lưu trú, đặc biệt là các nơi nghỉ dưỡng cao cấp Để đáp ứng nhu cầu này, nhiều căn hộ khách sạn đang được xây dựng, trong đó có dự án “Chung cư Katsutoshi Grand House” do Công ty Cổ phần Hải Vân Thành Đạt làm chủ đầu tư và Công ty VINACONEX 25 là nhà thầu thi công chính.
Dự án Katsutoshi Grand House tại Đà Nẵng hứa hẹn sẽ đóng góp tích cực vào sự phát triển thương mại và dịch vụ của thành phố Nằm đối diện Công viên Biển Đông xanh mát và chỉ cách bãi tắm Phạm Văn Đồng chưa đầy 100m, dự án này có mặt tiền ven biển Đông thơ mộng Với thiết kế độc đáo, chung cư này sẽ trở thành điểm nhấn kiến trúc đặc sắc, thu hút khách du lịch và nhà đầu tư.
Thông tin chung
Tên công trình: “Chung cư Katsutoshi Grand House”
Vị trí công trình: Chung cư Katsutoshi Grand House Đà Nẵng tọa lạc tại vị trí
- Phía Bắc : giáp đường Lý Tự Trọng;
- Phía Nam : giáp công trình;
- Phía Đông : giáp đường Nguyễn Thị Minh Khai;
- Phía Tây : giáp công trình
Chung cư Katsutoshi Grand House tọa lạc tại vị trí đắc địa, sở hữu thiết kế hiện đại và nhiều tiện ích như gym, spa, hồ bơi, nhà hàng, và hội nghị Dự án hứa hẹn mang đến cho khách hàng trải nghiệm nghỉ dưỡng chất lượng cao với chi phí hợp lý, tạo cơ hội tuyệt vời cho những ngày nghỉ dưỡng và công tác tại thành phố biển Đà Nẵng, một trong những bãi biển đẹp nhất Việt Nam.
Điều kiện khí hậu, địa hình, đia chất và thủy văn
Khí hậu
Dự án nằm trong khu vực Thành phố Đà Nẵng, miền trung Việt Nam, thuộc vùng Nam Trung Bộ với khí hậu nhiệt đới gió mùa, có nhiệt độ cao và ít biến động.
Khí hậu Đà Nẵng là sự giao thoa giữa miền Bắc và miền Nam, chủ yếu mang tính chất khí hậu nhiệt đới Nơi đây có hai mùa rõ rệt: mùa khô từ tháng 1 đến tháng 7 và mùa mưa từ tháng 8 đến tháng 12, với những đợt rét mùa đông nhẹ Từ tháng 2 đến tháng 8, Đà Nẵng có nhiệt độ cao hơn do ảnh hưởng của gió phơn từ Lào, nhưng lại ít mưa và bão Ngược lại, từ tháng 9 đến tháng 1 là mùa mưa, trong đó tháng 10 đến tháng 12 thường xuất hiện bão nguy hiểm Thời gian từ tháng 1 đến tháng 4, khí hậu Đà Nẵng mát mẻ và không có bão.
Nhiệt độ trung bình hàng năm đạt khoảng 25,8°C, với mức cao nhất vào tháng 6, 7, 8 là từ 28-30°C và thấp nhất vào tháng 12, 1, 2 từ 18-23°C Độ ẩm không khí trung bình là 83,4%, cao nhất vào tháng 10, 11 với mức 85,67% - 87,67%, và thấp nhất vào tháng 6, 7 với mức 76,67% - 77,33% Lượng mưa trung bình hàng năm là 2.504,57 mm, với lượng mưa cao nhất vào các tháng trong năm.
10, 11, trung bình 550-1.000 mm/tháng; thấp nhất vào các tháng 2, 3, 4, trung bình 28–50 mm/tháng
Trong năm, số giờ nắng bình quân đạt 2.156,2 giờ, với tháng có giờ nắng nhiều nhất là tháng 5 và 6, trung bình từ 234 đến 277 giờ/tháng Ngược lại, tháng 11 và 12 có số giờ nắng ít nhất, chỉ trung bình từ 69 đến 165 giờ/tháng.
Địa hình
Đà Nẵng có địa hình đa dạng với đồng bằng và núi, trong đó vùng núi cao tập trung ở phía Tây và Tây Bắc, tạo thành những dãy núi kéo dài ra biển Khu vực đồng bằng ven biển là vùng đất thấp, chịu ảnh hưởng của biển và có độ mặn cao, nơi tập trung nhiều cơ sở nông nghiệp, công nghiệp, dịch vụ và quân sự Địa hình xây dựng chủ yếu nằm trong khu vực đồng bằng ven biển, với đặc điểm là đất thấp và tương đối bằng phẳng.
Thủy văn
Đà Nẵng sở hữu một mạng lưới sông ngòi phức tạp với dòng chảy diễn biến đa dạng Hệ thống sông ngắn và dốc này bắt nguồn từ các khu vực phía tây, tây bắc và tỉnh Quảng Nam.
Thành phố có hai con sông chính là sông Hàn dài khoảng 204 km với diện tích lưu vực 5.180 km² và sông Cu Đê dài khoảng 38 km với lưu vực 426 km² Bên cạnh đó, còn có các sông khác như sông Yên, sông Chu Bái, sông Vĩnh Điện, sông Túy Loan và sông Phú Lộc Tất cả các sông này đều trải qua hai mùa rõ rệt: mùa cạn từ tháng 1 đến tháng 8 và mùa lũ từ tháng 9 đến tháng 12.
Vùng biển Đà Nẵng có chế độ thủy triều bán nhật triều không đều, với hai lần nước lên và hai lần nước xuống hầu hết các ngày trong tháng Độ lớn triều tại Đà Nẵng dao động khoảng 1 mét.
Nước ngầm tại Đà Nẵng rất phong phú, với các khu vực tiềm năng khai thác như nguồn nước ngầm ở tầng đá vôi Hoà Hải – Hoà Quý, nằm ở độ sâu 50–60 m Khu Khánh Hoà cung cấp nguồn nước ở độ sâu từ 30–90 m, trong khi các khu vực khác hiện đang trong quá trình thăm dò.
Địa chất
Báo cáo địa chất từ chủ đầu tư công trình Khách sạn Liberty Central Đà Nẵng chỉ cung cấp một số thông số cơ bản về các lớp đất đá trong khu vực xây dựng.
- Lớp số 1a : Nền bê tông xi măng + Cát mịn lẫn dăm gạch vụn
- Lớp số 1 : Cát mịn, chặt vừa
- Lớp số 2 : Cát bụi, rời
- Lớp số 3 : Cát mịn, chặt vừa
- Lớp số 4 : Sét, dẻo mềm
- Lớp số 5 : Cát mịn, chặt vừa đến chặt
- Lớp số 6 : Á sét, dẻo mềm
- Thấu kính TK: Cát mịn, chặt vừa đến chặt
- Lớp số 7 : Á sét, dẻo cứng
- Lớp số 8 : Cát thô vừa, chặt vừa đến chặt
- Lớp số 9 : Á sét, dẻo cứng đến cứng
- Lớp số 10 : Đá phiến, phong hóa mạnh
KẾ SÀN NEVO
Mô tả
Hộp cốp pha NEVO là một loại cốp pha nhựa polypropylene tái chế, được thiết kế đặc biệt cho sàn nhằm tạo ra các lỗ rỗng bên trong Việc này không chỉ tối ưu hóa vật liệu mà còn cải thiện cấu trúc hình học của sàn, giúp tăng khả năng chịu uốn mà vẫn duy trì khối lượng vật liệu bê tông không đổi.
Sàn hộp NEVO (hoặc tương đương) sử dụng có cấu tạo:
Tổng chiều dày là 30cm, chèn bên trong là các lỗ rỗng có kích thước cơ bản là
160cm × 52cm × 52cm Lớp bê tông dưới dày 7cm, lớp bê tông trên 7cm
Cấu hình của sàn thể hiện ở hình dưới
Mặt bằng bố trí hộp theo hai phương được thể hiện sau đây
Hình 2.1 - Cấu tạo của sàn
Hình 2.2 - Mặt bằng xếp hộp Nevo
Tải trọng tác dụng lên sàn
+ Tải trọng bản thân sàn BTCT: chương trình Etabs 17 tự xác định với hệ số n= 1.1 + Tải trọng các lớp kĩ thuật:
(kg/m 2 ) n Tải trọng tính toán (kg/m 2 )
Trần+ Hệ thống kỹ thuật 30 1.2 36
Loại tường Số cửa Trọng lượng riêng
Tải gán vào dầm ảo ta lấy trung bình tường 200, lấy xấp xỉ 10 (kN/m)
Tải gán vào dầm biên lấy tường 100, vì chiều cao các tầng có sự thay đổi nên để an toàn ta lấy xấp xỉ 7 (kN/m)
Các vị trí tường còn lại ta gán tải tường 100 với giá trị xấp xỉ 4 (kN/m)
Chức năng phòng ptc (daN/m 2 ) n ptt (daN/m 2 )
2.2.3 Tải trọng gió (TCVN 2737-1995) Đơn vị sử dụng:
Công thức tính giá trị tính toán thành phần tĩnh của tải trọng gió W ở độ cao z:
Tải trọng gió quy về lực tập trung lên từng tầng:
• Theo phương Ox: WT=W.Lx.htầng
• Theo phương Oy: WT=W.Ly.htầng
• Wo là giá trị Tiêu chuẩn áp lực gió tĩnh, tại thành phố Đà Nẵng, vùng II-B có
Hệ số k được sử dụng để điều chỉnh sự thay đổi áp lực gió theo độ cao và dạng địa hình, được xác định theo bảng 5 Tại khu vực Đà Nẵng, hệ số này được tra cứu dựa trên loại địa hình dạng B.
• c là hệ số khí động lấy theo bảng 6: cđẩy= 0.8, chút=0.6
• là hệ số độ tin cậy của tải trọng gió, lấy bằng 1.2
• Lx,Ly: kích thước cạnh dài, cạnh ngắn công trình: Lx$.8 m, Ly= 38 m
Cốt mặt móng công trình: -8.5 m
Kết quả tính toán thành phần tĩnh của gió xem các bảng B1 và B2 - Phụ lục B
2.2.3.2 Thành phần động của gió
Giá trị tiêu chuẩn của thành phần động do tải trọng gió, bao gồm xung và lực quán tính tác động lên phần thứ j của công trình, được xác định thông qua công thức cụ thể cho dạng dao động thứ i.
• Mj : khối lượng tập trung của phần công trình thứ j (T)
• ξi: hệ số động lực ứng với dạng dao động thứ i, không thứ nguyên, phụ thuộc vào thông số εi và độ giảm loga của dao động
• yji – dịch chuyển ngang tỉ đối của trọng tâm phần công trình thứ j ứng với dạng dao động thứ riêng thứ i, không thứ nguyên
• ψi: hệ số được xác định bằng cách chia công trình thành n phần, trong phạm vi mỗi phần tải trọng gió có thể coi như không đổi
Hệ số ψi được xác định theo công thức: 1
WFj là giá trị tiêu chuẩn của thành phần động do tải gió tác động lên phần thứ j của công trình, tương ứng với các dạng dao động khác nhau Giá trị này được xác định dựa trên ảnh hưởng của xung vận tốc gió và có đơn vị là lực, theo công thức cụ thể.
• Wj là giá trị tiêu chuẩn thành phần tĩnh của áp lực gió, tác dụng lên phần thứ j của công trình
• ζj : là hệ số áp lực động của tải trọng gió, ở độ cao z ứng với phần thứ j của công trình, không thứ nguyên và được cho trong bảng 3 Trang 8 TCXD 229 : 1999
• ν : hệ số tương quan không gian áp lực động của tải trọng gió ứng với các dạng dao động khác nhau của công trình, xác định theo bảng 4 TCXD 229 : 1999
• Sj : diện tích đón gió của phần j của công trình, m2 ; Sj = Dj x Hj
• Dj , Hj : bề rộng và chiều cao của mặt đón gió ứng với phần thứ j
Thành phần động của tải trọng gió do xung vận tốc gây ra có giá trị
Hệ số tin cậy đối với tải trọng gió được xác định là ɣ = 1,2 Hệ số điều chỉnh tải trọng gió theo thời gian sử dụng giả định của công trình, theo bảng 6 TCVN 229-1999, được lấy bằng 1.
Giá trị giới hạn của tần số riêng là fL = 1,3 Các dạng dao động có tần số lớn hơn fL có thể được bỏ qua trong quá trình tính toán Do đó, chúng ta chỉ cần xem xét hai dạng dao động ở cả hai phương X và Y.
Kết quả tính toán thành phần động của gió xem chi tiết ở các bảng B3 – B9 Phụ lục B Tải trọng gió
Tải trọng động đất được xác định theo TCVN 9386-2012
2.2.4.1 Số liệu ban đầu Đỉnh gia tốc nền tham chiếu của khu vực là: 0.1006
Hệ số tầm quan trọng của công trình: 1
Công trình được xây dựng trên nền đất loại B
Để xác định số dạng dao động cần xem xét trong phương pháp phổ phản ứng với gia tốc nền 0.986886 m/s², cần đánh giá phản ứng của tất cả các dạng dao động có ảnh hưởng đáng kể đến phản ứng tổng thể của công trình Điều này được thực hiện khi thỏa mãn hai điều kiện: thứ nhất, tất cả các dạng dao động có trọng lượng hữu hiệu lớn hơn 5% tổng trọng lượng phải được xem xét; thứ hai, tổng trọng lượng hữu hiệu của các dạng dao động này phải chiếm ít nhất 90% tổng trọng lượng của kết cấu.
2.2.4.2 Đặc điểm kết cấu công trình
Hệ kết cấu công trình theo phương đang xét: hệ khung hỗn hợp nhiều tấng nhiều nhịp Cấp dẻo thiết kế: Trung bình
Mặt đứng công trình: đều đặn
Mặt bằng công trình: không đồng đều
2.2.4.3 Hệ số ứng xử của kết cấu công trình
Với hệ kết cấu công trình nêu trên, hệ số ứng xử đối với các tác động động đất theo phương ngang đang xét là: q = qo.Ku 1.5
Giá trị cơ bản của hệ số qo cho hệ có sự đều đặn theo mặt đứng là: 3.6
2.2.4.4 Xác định khối lượng tham gia dao động
Theo mục 3.2.4 – TCVN 375-2006 thì khối lượng tham gia dao động được xác định theo công thức sau: M = TT + ψE.HT
Trong đó: ψE : Hệ số tổ hợp tải trọng được xác định theo mục 4.2.4 TCVN 375-2006 ψE = φ ψ 2
Tra bảng 3.4 TCVN 375-2006 với công trình nhà ở văn phòng ψ 2=0,3
Tra bảng 4.2 TCVN 375-2006 với các phòng sử dụng đồng thời φ=0,8
Suy ra: M = TT + 0,3.0,8HT = TT + 0,24 HT
2.2.4.5 Xác định khối lượng hữu hiệu tham gia dao động
Wx,j là khối lượng hữu hiệu của công trình theo phương X, ở dạng dao động thứ i Tương tự cho phương Y
Xi,j: Giá trị chuyển vị theo phương X trên mặt mặt tại tầng thứ j dạng dao động thứ i
Wj Khối lượng tập trung tại tầng thứ j của công trình
Giá trị chuyển vị tại các mức tầng và khối lượng hữu hiệu của các dạng dao động được trình bày chi tiết trong các bảng C1-C4 thuộc phụ lục C, liên quan đến tải trọng động đất.
2.2.4.1 Tính toán lực động đất tác dụng lên công trình
Vì chu kì T1 > 2s nên ta tính toán giá trị động đất theo phương pháp phổ phản ứng dạng dao động đàn hồi
Lực cắt đáy tại chân công trình theo phương X ứng với dạng dao động thứ i, xác định theo công thức
Trong đó SD(Ti) giá trị tng độ phổ thiết kế tại chu kì Ti
Wx,j khối lượng hữu hiệu tham gia dao động, xác định ở mục c)
Phổ thiết kế được tính như sau: g
SD(T) : phổ thiết kế trong phân tích đàn hồi
TB giới hạn dưới của chu kì, ứng với đoạn nằm ngang của phổ phản ứng gia tốc
TC giới hạn trên của chu kì ứng với đoạn nằm ngang của phổ phản ứng gia tốc
TD giá trị xác định điểm bắt đầu của phần phản ứng dịch chuyển không đổi trong phổ phản ứng
Bảng 0.1 Giá trị giới hạn phổ thiết kế
Loại nền đất S TB (s) TC (s) TD (s)
Tải trọng động đất theo phương X
Xem chi tiết ở bảng C5 và C6 – Phục lục C Tải trọng động đất
Tải trọng động đất theo phương Y
Xem chi tiết ở bảng C7 và C8 – Phụ lục C Tải trọng động đất
Các trường hợp tải trọng được khai báo tên trong phần mềm Etabs như sau:
• HT – hoạt tải thiết kế
• GTX – gió tĩnh theo chiều dương trục X
• GTXX – gió tĩnh theo ngược chiều dương trục X
• GTY – gió tĩnh theo chiều dương trục Y
• GTYY – gió tĩnh theo ngược chiều phương trục Y
• GDX1 – gió động theo chiều dương trục X mode 1
• GDXX1 – gió động theo ngược chiều phương trục X mode 1
• GDX2 – gió động theo chiều dương trục X mode 2
• GDXX2 – gió động theo ngược chiều phương trục X mode 2
• GDY1 – gió động theo chiều dương trục Y mode 1
• GDYY1 – gió động theo ngược chiều phương trục Y mode 1
• GDY2 – gió động theo chiều dương trục Y mode 2
• GDYY2 – gió động theo ngược chiều phương trục Y mode 2
• DDX1 – động đất theo chiều dương trục X mode 1
• DDXX1 – động đất theo ngược chiều dương trục X mode 1
• DDX2 – động đất theo chiều dương trục X mode 2
• DDXX2 – động đất theo ngược chiều dương trục X mode 2
• DDY1 – động đất theo chiều dương trục Y mode 1
• DDYY1 – động đất theo ngược chiều dương trục Y mode 1
• DDY2 – động đất theo chiều dương trục Y mode 2
• DDYY2 – động đất theo ngược chiều dương trục Y mode 2
• BAO: ENVE (TH1, TH2, TH3, TH4, TH5, TH6, TH7, TH8, TH9, TH10, TH11,TH12, TH13)
Tính toán nội lực sàn được thực hiện thông qua phần mềm Phần tử hữu hạn, cụ thể là Etabs 2017 và Safe v12 Hai phần mềm này cho phép mô hình hóa sàn hộp NEVO (hoặc các cấu trúc tương đương) theo nhiều phương pháp khác nhau.
Sàn NEVO là một hệ thống cấu trúc bao gồm các dầm chữ I được xếp liền nhau, với khoảng cách giữa các dầm tương đương với khoảng cách giữa hai tâm hộp, tạo thành một cấu trúc trực giao.
Sàn NEVO, hay còn gọi là sàn đặc tương đương, có tính chất chịu lực tương tự như sàn rỗng Điều này có nghĩa là dưới cùng một tác động của lực, sự chuyển vị và biến dạng của sàn đặc và sàn rỗng là giống nhau.
Trong dự án này, sàn rỗng NEVO (hoặc tương đương) được mô tả theo cách thứ hai, coi như một sàn đặc tương đương
Để điều chỉnh độ cứng cho sàn đặc tương đương với sàn rỗng, các thông số cần được tính toán và khai báo trong phần mềm Safe.
26 Hình 2.3 - Thông số thay đổi độ cứng của sàn đặc tương đương
Hình 2.4 - Mô hình tầng điển hình trong phần mềm Safe
2.2.7 Tính toán sàn điển hình tầng 5
2.2.7.1 Thép sàn chịu momen dương
- Bê tông: + Cấp độ bền:
- Cốt thép (xem tính toán chi tiết)
3 Kích thước hình học:
- Chiều dày hộp: hu (cm) = 16
- Lớp bê tông dưới hộp: tb (cm) = 7
- Lớp bê tông trên hộp: tt (cm) = 7
- Chiều dày sàn: hs (cm) = 30
- Khoảng cách sườn: Ls (cm) = 62
- Lớp bê tông bảo vệ: a (cm) = 1.5
- Lưới thép phân bố đều dưới X: D10a200
- Lưới thép phân bố đều dưới Y: D10a200
28 Hình 2.5 - Sơ đồ tiết diện tính toán
2.2.7.1.1 Nội lực tính toán, kiểm tra
- Nội lực đơn vị trên một dải bản trong sơ đồ tính:
2.2.7.1.2 Kiểm tra cốt thép dưới giữa nhịp phương X (M11)
Khả năng chịu lực tiết diện với nhóm cốt thép 1:
N1 F1 As1 Nhóm Rs1 H01 Mu1 trên I
(mm) (cm2) (MPa) (cm) (Tm) (Tm)
Khả năng chịu lực tiết diện với tổng nhóm cốt thép 1 và 2:
N2 F2 As2 Nhóm Rs2 Ho2 Mu1 tren I
(mm) (cm2) (MPa) (cm) (Tm) (Tm)
Trong đó: Mui = Asi.Rsi.(h0i - x /2) ; với x là chiều cao vùng nén bê tông, xác định như sau: x = (As1.Rs1 + As2.Rs2) / (Ls.Rb) = 1.5 cm (< tt )
Khả năng chịu uốn (mô men duong) của tấm sàn trên 0.62m:
Mu = Mu1 + Mu2 =6.27 Tm > Mb =5.25 Tm
Kết luận: tiết diện giữa nhịp đảm bảo khả năng chịu lực
2.2.7.1.3 Kiểm tra cốt thép dưới giữa nhịp phương Y (M22)
Khả năng chịu lực tiết diện với nhóm cốt thép 1: n1 F1 As1 Nhóm Rs1 ho1 Mu1 trên I Mu1trên
(mm) (cm2) (MPa) (cm) (Tm) (Tm)
Khả năng chịu lực tiết diện với tổng nhóm cốt thép 1 và 2: n2 F2 As2 Nhóm Rs2 ho2 Mu tren I Mu trên 1m
(Dầm I Nevo) (mm) (cm2) (MPa) (cm) (Tm) (Tm)
Trong đó: Mui = Asi.Rsi.(hoi - x /2) ; với x là chiều cao vùng nén bê tông, xác định như sau: x = (As1.Rs1 + As2.Rs2) / (Ls.Rb) = 1.5 cm (< tt )
Khả năng chịu uốn (mô men duong) của tấm sàn trên 0.62m:
Mu = Mu1 + Mu2 =6.26 Tm > Mb =6.19 Tm
Kết luận: tiết diện giữa nhịp đảm bảo khả năng chịu lực
2.2.7.2 Thép sàn chịu momen âm
- Cốt thép (xem tính toán chi tiết)
Kích thước hình học:
- Chiều dày nấm mũ cột: hs (cm) = 30
- Bề rộng dải mũ cột bmc (cm) = 100
- Lớp bê tông bảo vệ: a (cm) = 1.5
- Lưới thép phân bố đều trên X: D10a200
- Lưới thép phân bố đều trên Y: D10a200
2.2.7.2.1 Sơ đồ tiết diện tính toán
Hình 2.8 – Sơ đồ tiết diện tính toán Nội lực đơn vị trên một dải bản trong sơ đồ tính:
2.2.7.2.2 Kiểm tra cốt thép trên mũ cột phương X (M11)
Khả năng chịu lực tiết diện với cốt thép nhóm 1:
Khả năng chịu lực tiết diện với cốt thép nhóm 1 và nhóm 2: n2 F2 As2 Nhóm Rs2 ho2 Mu2trên
(Dầm đặc 1m) (mm) (cm2) (MPa) (cm) (Tm) (Tm)
Trong dó: Mui = Asi.Rsi.(hoi - x /2) ; với x là chiều cao vùng nén bê tông, xác định như sau: x = (SAs1.Rs1 + SAs2.Rs2) / (bmc.Rb) = 13.62 cm
Khả năng chịu uốn (mô men âm) của tấm sàn trên 1m:
Mu = Mu1 + Mu2 = 30.01 Tm > Mb = 26.8 Tm
Kết luận: tiết diện giữa nhịp đảm bảo khả năng chịu lực
2.2.7.2.3 Kiểm tra cốt thép trên mũ cột phương Y (M22)
Khả năng chịu lực tiết diện với cốt thép nhóm 1:
Khả năng chịu lực tiết diện với cốt thép nhóm 1 và nhóm 2: n2 F2 As2 Nhóm Rs2 ho2 Mu2trên
(mm) (cm2) (MPa) (cm) (Tm) (Tm)
Trong công thức tính toán, Mui được xác định bằng Asi.Rsi.(hoi - x /2), trong đó x là chiều cao vùng nén bê tông, được tính bằng x = (SAs1.Rs1 + SAs2.Rs2) / (bmc.Rb) và có giá trị là 13.62 cm Các thông số n1, F1, As1, Nhóm, Rs1, ho1, Mu1 được áp dụng trên mỗi mét.
(Dầm đặc 1m) (mm) (cm2) (MPa) (cm) (Tm)
5 10 3.9 AIII 365 28 3.04 n1 F1 As1 Nhóm Rs1 ho1 Mu1trên 1m
(Dầm đặc 1m) (mm) (cm2) (MPa) (cm) (Tm)
Khả năng chịu uốn (mô men âm) của tấm sàn trên 1m:
Mu = Mu1 + Mu2 = 30.01 Tm > Mb = 29.1 Tm
Kết luận: tiết diện giữa nhịp đảm bảo khả năng chịu lực
2.2.7.3 Kiểm tra khả năng chọc thủng
Cột có kích thuớc là 80 × 90 cm, chiều dày sàn là 30cm, xung quanh cột không có lỗ kỹ thuật
Hình 2.11 - Hình dạng tháp chọc thủng
Hình 2.12 - Lực chọc thủng đầu cột
Tính toán chọc thủng theo điều kiện:
Trong đó: F= 1630 kN xuất từ Safe
Do 𝐹 𝑏 < F nên phải tính cốt thép tham gia chịu chọc thủng cho liên kết với
Fs w được tính bằng tổng của Rs w nhân với As w, với n là số thanh thép ngang tham gia chống chọc thủng trong phạm vi tháp chọc thủng Giá trị Rs w được xác định là 175MPa Đặc biệt, Fs w không được phép nhỏ hơn 0.5𝐹 𝑏.
Ta có: F-𝐹 𝑏 30-1518.71.3 kN < 0.5𝐹 𝑏 = 759.35 kN Lấy Fs w= 759.35 kN Diện tích cốt thép tính toán chịu chọc thủng cho liên kết:
𝑅 𝑠𝑤 = 4339 𝑚𝑚 2 Chọn 40ϕ12a110 bố trí cho liên kết
Diện tích cốt thép bố trí chịu thủng cho liên kết: 𝐴 𝑏𝑡 𝑠𝑤 = 4523 𝑚𝑚 2
2.2.7.4 Kiểm tra sàn chịu cắt
Giá trị lực cắt lớn nhất trong sàn xuất ra từ Safe: Q= 45.8 kN
Hình 2.13 - Lực cắt trong dải strip
Lực cắt của bê tông:
Ta thấy 𝑄 𝑏 e kN > QE.8 kN nên bê tông đủ khả năng chịu cắt trong sàn
Ta bố trí cốt đai 1 nhánh ϕ6s1000 cấu tạo cho toàn sàn
Chuyển vị giới hạn của sàn: [d] = 8400mm / 250 = 33.6mm
Chuyển vị do tải trọng tiêu chuẩn sinh ra là 7.9 mm
Hình 2.14 - Chuyển vị của sàn chịu tải tiêu chuẩn
Giá trị chuyển vị dài hạn có xét dến từ biến của bê tông được lấy kinh nghiệm bằng 3 lần giá trị chuyển vị đàn hồi
Do đó: Chuyển vị lớn nhất có xét dến từ biến của bê tông: d = 23.7mm < [d] Ðạt yêu cầu.
TÍNH TOÁN SÀN ỨNG ỨNG LỰC TRƯỚC
Giới thiệu chung
3.1.1 Bản chất của bê tông ứng lực trước
Ý tưởng về ứng lực trước (ƯLT) đã xuất hiện từ nhiều thế kỷ trước, đặc biệt trong việc chế tạo thùng rượu Người ta sử dụng các đai kim loại để bó chặt các thanh gỗ, khi được kéo chặt, các thanh gỗ sẽ ép vào nhau, tạo ra ứng suất nén trước Ứng suất nén này giúp triệt tiêu ứng suất kéo vòng tác động lên thành thùng khi chứa chất lỏng, ngăn ngừa nứt tách cho thành thùng rượu Trước khi sử dụng, cả đai kim loại và các thanh gỗ đều đã được ứng lực trước.
Hình 3.1 - Nguyên tắc ứng lực trước áp dụng cho việc chế tạo thùng rượu
Trong cấu kiện bê tông ứng lực trước (ƯLT), việc tạo ra lực nén trước thông qua việc kéo cốt thép và gắn chặt vào bê tông giúp gia tăng khả năng chịu kéo của vật liệu Cốt thép co lại nhờ tính đàn hồi, tạo nên ứng suất nén trước trong bê tông, từ đó triệt tiêu hoặc giảm ứng suất kéo do tải trọng sử dụng gây ra Điều này không chỉ hạn chế sự phát triển của vết nứt mà còn tăng cường hiệu quả làm việc của cấu kiện trong các điều kiện sử dụng khác nhau Trước khi chịu tải trọng, cốt thép đã được căng trước và bê tông đã bị nén trước, tạo ra các ứng suất tạm thời có lợi cho kết cấu.
Hình 3.2 - Dầm betong ứng lực trước
Trong cấu kiện bê tông cốt thép (BTCT) thông thường, khe nứt đầu tiên xuất hiện khi ứng suất trong cốt thép chịu kéo đạt từ 200 đến 300 kG/cm² Sử dụng thép cường độ cao cho phép ứng suất đạt tới 10.000 đến 12.000 kG/cm², dẫn đến các khe nứt lớn vượt quá giới hạn cho phép Đối với bê tông ứng lực trước (ƯLT), việc kiểm soát sự xuất hiện khe nứt bằng lực căng trước cho phép sử dụng cốt thép cường độ cao Bên cạnh đó, việc giảm kích thước tiết diện giúp giảm trọng lượng của cấu kiện và tăng khả năng chịu ứng suất tập trung ở vùng neo, do đó cần sử dụng bê tông cường độ cao Bê tông ƯLT là sự kết hợp lý tưởng giữa hai vật liệu hiện đại có cường độ cao.
3.1.2 Ưu điểm và ứng dụng của betong ứng lực trước
Betong ULT có những ưu điểm lớn so với các dạng kết cấu xây dựng khác như betong cốt thép và thép như sau:
Cấu kiện betong ULT sở hữu khả năng chịu uốn vượt trội dưới tải trọng làm việc so với cấu kiện BTCT cùng kích thước Nhờ vào độ cứng cao hơn, cấu kiện này có độ võng và biến dạng thấp hơn, mang lại hiệu quả sử dụng tốt hơn.
Việc áp dụng betong và thép cường độ cao trong cấu kiện betong ULT giúp giảm trọng lượng và kích thước của cấu kiện so với bê tông cốt thép truyền thống Sự giảm tải trọng này không chỉ làm cho thiết kế trở nên hiệu quả hơn mà còn giảm chi phí cho móng.
Sử dụng betong ULT giúp tiết kiệm 15-30% khối lượng betong và 60-80% khối lượng cốt thép so với cấu kiện betong cốt thép truyền thống Mặc dù chi phí cho betong cường độ cao, thép cường độ cao, neo và các thiết bị khác có thể tăng, nhưng đối với các cấu kiện nhịp lớn, việc sử dụng betong ULT vẫn mang lại hiệu quả kinh tế hơn so với cấu kiện BTCT và thép.
Cấu kiện bê tông ULT có khả năng chịu lực cắt vượt trội nhờ vào hiệu quả của ứng suất nén trước, giúp giảm ứng suất kéo chính Việc áp dụng cáp uốn cong, đặc biệt trong các cấu kiện nhịp lớn, sẽ làm giảm đáng kể lực cắt tại tiết diện gối tựa.
Betong ULT có đặc điểm vượt trội so với các vật liệu khác, làm cho nó trở thành lựa chọn lý tưởng cho các kết cấu chịu tải trọng động Nó được ứng dụng rộng rãi trong xây dựng nhà dân dụng, cầu vượt giao thông, cầu nhịp lớn, tháp truyền hình, cọc và cừ.
Lựa chọn phương pháp tính nội lực
Hiện nay, có nhiều phương pháp thiết kế sàn không dầm, trong đó hai phương pháp giải tích phổ biến nhất là thiết kế trực tiếp và khung tương đương.
Mặc dù hai phương pháp thiết kế trực tiếp và khung tương đương có nhiều ứng dụng, nhưng chúng vẫn gặp phải những hạn chế khi áp dụng cho các mặt bằng phức tạp có vách cứng Tuy nhiên, sự phát triển của các phần mềm kỹ thuật đã giúp việc tính toán nội lực cho các kết cấu phức tạp trở nên dễ dàng hơn và cho kết quả đáng tin cậy Điều quan trọng là cần kiểm soát chặt chẽ các dữ liệu đầu vào và đầu ra khi sử dụng các phần mềm này.
Việc tính toán momen sau khi bố trí cáp trong bản sàn được thực hiện bằng phần mềm SAFE 12.1, sử dụng phương pháp phần tử hữu hạn Phần mềm này tích hợp các giá trị momen trên bề rộng dải, từ đó tính toán momen trên dải và hỗ trợ trong các bước kiểm tra tiếp theo.
Quy đổi cường độ vật liệu
Cường độ đặc trưng fc’ theo ACI 318-02 được xác định từ cường độ thí nghiệm mẫu lăng trụ 6x12 inch với xác suất đảm bảo 95% Ngược lại, trong TCXDVN 356:2005, cường độ đặc trưng (cấp độ bền) được định nghĩa dựa trên cường độ thí nghiệm mẫu lập phương 15x15x15 cm, cũng với xác suất đảm bảo 95%.
Theo phần A3 của phụ lục A, TCXDVN 356:2005 (thay thế bởi TC 5774-2012) cường độ mẫu lăng trụ quy đổi từ cường độ đặc trưng mẫu lập phương qua công thức
𝑅 𝑏 = 𝑓 𝑐 ′ (0,77 − 0,001 𝑓 𝑐 ′ ) (1) Trong đồ án này, em đề xuất sử dụng bê tông cấp độ bền B30 cho sàn, có: RbMPa
Cường độ thép trong ACI 318-02 là giới hạn chảy trong thí nghiệm kéo thép , trong tiêu chuẩn Việt Nam, giá trị tương ứng là Rs,ser
Sàn sử dụng thép gân loại AIII với đường kính 𝜙 ≥ 10 và Rs= 365MPa đạt fy83 MPa Loại cáp ứng lực trước phổ biến hiện nay là cáp 7 sợi bện với đường kính 12,7mm, đáp ứng tiêu chuẩn ACI 318-02 về khoảng cách tối đa 8 lần chiều dày sàn và ứng suất nén trung bình tối thiểu 0,85MPa Việc sử dụng cáp 12,7mm giúp tiết kiệm số lượng cáp cần thiết, đồng thời dễ thi công nhờ vào kích thước nhỏ gọn và tính linh hoạt của nó.
Trong đồ án này, tôi sử dụng cáp ƯLT bám dính loại ASTM 416-270 với đường kính 7mm, được sắp xếp thành từng bó từ 3-5 tao cáp trong ống gen dẹp bằng tôn gợn sóng Sau đó, vữa sẽ được bơm vào để tạo sự dính kết giữa cáp và bê tông Các thông số về cáp cũng được trình bày trong bài viết.
Ngoài ra cần phải lựa chọn một số vật liệu để phục vụ cho ứng lực trước gồm có:
Kích thước của các ống gen cho các bó cáp loại 5 tao là 20x90mm, loại 4 tao là
20x70mm và loại 3 tao là 20x60mm
- Đầu neo sống dùng neo của hãng OVM loại bm13-nP
- Đầu neo chết dùng neo của hãng OVM loại bm13-nP
Vữa lấy đầy ống gen là loại vữa có độ linh động cao và không bị ngót theo tiêu chuẩn ACI 530 Sau khi đông cứng, vữa này phải đạt cường độ tối thiểu là 35MPa để đảm bảo chất lượng và hiệu quả trong thi công.
Bảng 3.3 - Một số đặc tính của cáp
ASTM A416 hoặc Grade 270 Đường kính danh định mm 12.9 12.7 15.7 15.2
Diện tích danh định mm 2 100 98.7 150 140
Khối lượng danh định kg/m 0.785 0.775 1.18 1.1
Cường độ chịu cắt Mpa 1580 1670 1500 1670
Cường độ chịu kéo Mpa 1860 1860 1770 1860
Tải trọng phá hoại nhỏ nhất kN 186 183.7 265 260.7
Mô đun đàn hồi Gpa 190 Độ dãn dài % Lớn nhất 2.5
Xác định tải trọng
Tầng điển hình (tầng 5) được thiết kế làm căn hộ, với sự phân bố hợp lý của các tường và lỗ tại phòng vệ sinh cũng như tường ô kỹ thuật Để đơn giản hóa quá trình tính toán và dễ dàng mô hình hóa sàn trong phần mềm Safe, trong đồ án này, tải trọng từ tường, lớp lót và giá trị hoạt tải sẽ được phân bố đều lên toàn bộ sàn.
Bảng 3.4 - Diện tích ô sàn tầng điển hình
(m) Ô sàn Loại sàn Diện tích
S3 Sảnh thang máy, hành lang 173.18
- Hoạt tải tác dụng lên các sàn chức năng lấy theo tiêu chuẩn 2737-1995 Với việc tính toán có kể đến hệ số giảm tải như sau:
- Đối với các phòng khách ở, ngủ, bếp, phòng làm việc có diện tích A>A1=9m 2 (với A là diện tích chịu tải (m 2 ) hoạt tải được nhân với hệ số giảm tải:
- Đối với các loại phòng khác có diện tích A>A26(m 2 ) cho phép nhân với hệ số giảm tải:
Bảng 3.5 - Hoạt tải tính toán sàn kể đến hệ số giảm tải
HTTT kể đến hệ số giảm tải (kN/m 2 )
Tổng hoạt tải phân bố đều trên sàn (kN/m 2 ) 7.128
Tổng hoạt tải phân bố đều trên tổng diện tích sàn (kN/m 2 ) 1.78
Bảng 3.6 - Tải trọng sàn với chiều dày sàn d%0mm
Tải trọng tiêu chuẩn (kg/m 2 ) n
Tải trọng tính toán (kg/m 2 )
4 Trần+ Hệ thống kỹ thuật 30 1
Vậy ta có được các giá trị tĩnh tải sau:
- Trọng lượng bản thân các lớp sàn: 6.25kN/m 2
- Trọng lượng các lớp lót, gạch lát: 1.47kN/m 2
- Trọng lượng tường xây trên sàn: 1.1kN/m 2
- Tĩnh tải tiêu chuẩn tổng cộng: WD = 6.25+2.57 = 8.82 kN/m 2
- Hoạt tải tiêu chuẩn: WL = 1.78 kN/m 2
- Tải trọng tiêu chuẩn toàn phần: WW =8.82+1.78= 10.6 kN/m 2 Định nghĩa và khai báo trong SAFE
- Trọng lượng bản thân sàn DEAD do máy tự tính
- Trọng lượng các lớp lót, gạch lát: HOAN THIEN = 1.47 kN/m 2
- Trọng lượng tường xây trên sàn: TUONG = 1.1 kN/m 2
- Hoạt tải tiêu chuẩn: LIVE = 1.78 kN/m 2
3.4.2 Tải trọng cân bằng do cáp
Coi như ứng lực trước là một thành phần cân bằng với tải trọng tác dụng lên cấu kiện bê tông trong quá trình sử dụng, giúp đơn giản hóa việc tính toán và phân tích Cáp ứng lực trước được thay thế bằng các lực tương đương tác động vào bê tông, tạo ra tải trọng ngược chiều với tĩnh tải, từ đó cân bằng một phần tĩnh tải và giảm độ võng của sàn.
Theo tiêu chuẩn ACI 318-02, quy định tải trọng cân bằng được lấy bằng: Wb=(0,8- 1)*TLBT tiêu chuẩn sàn Trong đồ án này, em xin chọn:
Xác định ứng lực trước và tổn hao ứng suất
3.5.1 Xác định lực ứng lực trước Ứng suất căng ban đầu: 𝑓 𝑝𝑖 ≤ 0,8 𝑓 𝑝𝑢 = 0,8.1860 = 1488𝑀𝑃𝑎
Lực ứng lực trước ban đầu: 𝐹 0 = 𝐴 𝑠 𝑓 𝑝𝑖 = 1395.98, 71.10 −3 = 137.7𝑀𝑃𝑎
3.5.2 Tổn hao ứng suất lúc căng cáp Để đơn giản, ta bỏ qua biến dạng đàn hồi của betong (sẽ không có tổn hao ứng suất này nếu tất cả các sợi thép được căng đồng thời), các tổn hao phụ thuộc vào thời gian được kể đến trong phần tổn hao ứng suất dài hạn a) Hao ứng suất do ma sát
- Tổn hao ứng suất do ma sát: mức độ hao ứng suất do ma sát là 0,25% trên 1m dài ( đối với thép có độ trùng ứng suất nhỏ )
- Do cáp căng từ 1 phía nên hao ứng suất trung bình = 0.25/2 = 0.125%/ 1m dài b) Hao ứng suất do biến dạng neo
- Theo tiêu chuẩn ACI 318-02, biến dạng neo cho phép: ∆𝑎 = 6 (𝑚𝑚)
- Tổn hao ứng suất do biến dạng neo:
- 𝛥𝑎=6mm độ tụt neo đối với đầu neo sống, đầu neo chết xem như bằng 0
- L: chiều dài cốt thép căng
- Như vậy ta có công thức xác định tổn hao ứng suất lúc căng là:
33,6 = 92,52𝑀𝑃𝑎 Ứng suất trung bình trong cáp còn lại: 𝑓 𝑝 = 1395 − 92,52 = 1302,48𝑀𝑃𝑎
21 = 90,9𝑀𝑃𝑎 Ứng suất trung bình trong cáp còn lại: 𝑓 𝑝 = 1395 − 90,9 = 1304,1𝑀𝑃𝑎
Ta cần phải tính thêm cho một số cáp bị cắt ngắn tại các vị trí đi qua lõi thang máy và thang bộ:
16,8 = 97,15𝑀𝑃𝑎 3.5.3 Tổn hao ứng suất dài hạn
Tổn hao phụ thuộc vào thời gian bao gồm ba loại chính: tổn hao ứng suất do co ngót của bê tông, tổn hao do sự chùng ứng suất trong thép, và tổn hao do từ biến của bê tông.
Việc tính toán tổn hao ứng suất trong thiết kế cấu kiện bê tông ULT là một quá trình phức tạp, phụ thuộc vào nhiều yếu tố Năm 1958, ACI-ASCE 423 đã đề xuất ước tính tổng quát cho tổn hao ứng suất, với giá trị thường gặp trong sàn bê tông là 240MPa Đến năm 1975, giá trị này được điều chỉnh theo hai tiêu chuẩn khác nhau: 220MPa theo tiêu chuẩn ASSHTO và 210MPa theo tiêu chuẩn PTI.
- Để đơn giản, trong đồ án này ta lấy tổn hao ứng suất dài hạn là 220MPa
- Vậy ứng suất hiệu quả của cáp là:
Theo phương Y: 𝑓 𝑝𝑒 = 𝑓 𝑝 − 220 = 1304,1 − 220 = 1084,1𝑀𝑃𝑎 Định nghĩa trong SAFE:
- Tải trọng cáp lúc truyền lực: PT-TRANFER (chỉ kể tổn hao ứng suất do ma sát và biến dạng neo)
- Tải trọng cáp lúc công trình đưa vào sử dụng: PT-FINAL (kể đến tất cả hao tổn ứng suất)
Xác định hình dạng, số lượng và bố trí cáp
3.6.1 Xác định độ lệch tâm, độ võng lớn nhất của cáp
- Chiều dày lớp betong bảo vệ: 20mm
- Chiều dày 2 lớp thép thường lấy trung bình: 30mm
- ống nhựa sử dụng cho bó cáp 4 sợi có kích thước (20x71)mm ( theo tài liệu VSL)
Do nhịp biên phương X lớn hơn nhịp biên phương Y (8,4m > 7m), cách tối ưu là đặt cáp theo phương X ở dưới và cáp theo phương Y ở trên Điều này giúp đảm bảo độ võng tối đa của cáp nhịp biên theo phương X lớn hơn độ võng tối đa của cáp nhịp biên theo phương Y.
• Độ lệch tâm lớn nhất tại đầu cột
• Độ lệch tâm lớn nhất tại giữa nhịp
• Độ võng lớn nhất của dạng cáp tại nhịp biên𝑓 𝑦 𝑏max = 𝑒 𝑦 𝑛 + 𝑒 𝑦 𝑐
• Độ võng lớn nhất của dạng cáp tại nhịp giữa𝑓 𝑦 𝑔max = 𝑒 𝑦 𝑛 + 𝑒 𝑦 𝑐 = 65 + 45 = 110𝑚𝑚
Hình 3.7 - Bố trí cáp phương Y với độ võng lớn nhất
• Độ lệch tâm lớn nhất tại đầu cột
• Độ lệch tâm lớn nhất tại giữa nhịp
• Độ võng lớn nhất của dạng cáp tại nhịp biên𝑓 𝑥 𝑏max = 𝑒 𝑥 𝑛 + 𝑒 𝑥 𝑐
• Độ võng lớn nhất của dạng cáp tại nhịp giữa𝑓 𝑦 𝑔max = 𝑒 𝑥 𝑛 + 𝑒 𝑥 𝑐 = 65 + 45 = 110𝑚𝑚
Hình 3.8 - Bố trí cáp phương X với độ võng lớn nhất
3.6.2 Xác định hình dạng cáp ứng lực trước
- Công trình có độ dài các nhịp biên ≥ độ dài các nhịp giữa Trong khi f bmax < f gmax nên quy trình tính toán để xác định dạng cáp sẽ là:
- Tại biên cho f b = f bmax tính được lực ứng trước yêu cầu cân bằng với W0
- Từ F ta được f g tại các nhịp giữa với việc cho Wb không đổi trên các nhịp
1082.48 CSX1 3.5 87.5 8.4 8.4 504.00 88 1082.48 CSX2 6.15 87.5 8.4 8.4 504.00 88 1082.48 CSX3 7 87.5 8.4 8.4 504.00 88 1082.48 CSX4 4.35 87.5 8.4 8.4 504.00 88 1084.1 CSY1 4.2 77.5 8.7 5.3 610.40 29 1084.1 CSY2 8.4 77.5 8.7 5.3 610.40 29 1084.1 CSY3 8.4 77.5 8.7 5.3 610.40 29 1084.1 CSY4 8.4 77.5 8.7 5.3 610.40 29 1084.1 CSY5 4.2 77.5 8.7 5.3 610.40 29
Bảng 3.9 – Tính độ lệch tâm cáp trên các dải
Từ các thông số f b , f g và các giá trị độ lệch tâm tại các gối ta khai báo hình dạng cáp vào mô hình Safe như các hình bên dưới
Hình 3.10 – khai báo cáp phương Y span 1
47 Hình 3.11 – khai báo cáp phương Y span 2
Hình 3.12 – khai báo cáp phương Y span 3
Hình 3.13 – hình dạng cáp phương Y
Hình 3.14 – khai báo cáp phương X span 1
Hình 3.15 – khai báo cáp phương X span 2,3
Hình 3.16 – khai báo cáp phương X span 4
Hình 3.17 – hình dạng cáp phương X
Sau khi hoàn tất khai báo, chúng ta sử dụng Safe để xuất bảng Tendons-Discretized Points, từ đó tính được bảng 1.6.12 – Độ lệch tâm cáp Bảng này sẽ được sử dụng để bố trí cáp và nội suy các giá trị e tại bất kỳ vị trí nào trong dải, phục vụ cho các bước kiểm tra tiếp theo.
Bảng 3.18 – Độ lệch tâm cáp
3.6.3 Xác định số lượng và bố trí cáp ứng lực trước trên các dải
Lực căng hiệu quả 1 cáp: N 1 cap = f pe * A cap
N1bo: lực căng hiệu quả 1 bó: N1bo=4*N1cap
Số lượng bó cáp yêu cầu: 2
Với L2: bề rộng dải (xem hình 1.6.13, hình 1.6.14)
- 65-75% cho dải trên cột, khoảng cách giữa các cáp max=4hb00mm
- 35-25% cho dải giữa nhịp, khoảng cách giữa các cáp max=6hb00mm
Bảng 3.21 – Xác định số cáp trên các dải
Kiểm tra ứng suất trong betong
Công thức xác định ứng suất trong betong trên các dải:
- A: diện tích tiết diện ngang của dải
- W: momen chống uốn tiết diện ngang của dải
- P: lực căng trước của tổng số cáp trên dải
- M: momen trên dải tại mặt cắt đang xét do SAFE xuất ra
Trong phương pháp giải tích M, momen được tính bao gồm momen sàn thông qua phương pháp khung tương đương hoặc phương pháp phân phối trực tiếp, cùng với momen do độ lệch tâm cáp gây ra.
Momen được phân chia cho các dải trên cột và dải giữa nhịp với tỷ lệ 75% momen âm cho các dải cột và 25% cho hai nửa dải giữa, mỗi nửa nhận 12.5% Đối với momen dương, 60% được gán cho dải cột và 40% còn lại được chia đều, với 20% cho một nửa dải giữa Như vậy, các dải nhận momen khác nhau.
Trong quá trình kiểm tra ứng suất, dải cột nhận momen lớn hơn so với dải giữa nhịp, do đó cần thực hiện kiểm tra chi tiết hơn trên dải cột Cụ thể, mỗi nhịp sẽ kiểm tra 3 mặt cắt tại 2 vị trí mép gối và vị trí có momen cực đại, trong khi dải giữa nhịp chỉ kiểm tra ứng suất tại 2 mặt cắt có momen tối đa và tối thiểu Kích thước của các dải được thể hiện trong hình 1.7.1 và 1.7.2 Việc kiểm tra ứng suất trong bê tông sẽ được thực hiện cho các dải đã được chia.
Trong giai đoạn buông thép, khi chưa có sàn và cột-vách phía trên, cần mô hình hóa sàn chỉ với cột-vách ở phía dưới, như được thể hiện trong hình 1.7.3.
Hình 3.25 – Mô hình lúc buông cáp
- Do trọng lượng bản thân sàn
- Do lực căng cáp (chỉ kể hao tổn do ma sát và biến dạng neo)
Hình 3.26 – Khai báo tổ hợp lực lúc buông cáp cho Safe
Hình 3.27 – Momen trên các dải của tổ hợp CANGCAP, đơn vị kNm
58 f ’ ci: Cường độ chịu nén betong lúc căng cáp Lấy bằng 80% cường độ chịu nén của betong Ta có: f ’ ci = 0.8f ’ c = 0.8x22.75= 18.2 Mpa
Theo tiêu chuẩn ACI mục 18.4.1: ft: ứng suất kéo lớn nhất cho phép của betong lúc căng cáp
𝑓 𝑡 = 0.25√𝑓 𝑐 ′ = 0.25√22.75 = 1.2𝑀𝑃𝑎 fci: ứng suất nén lớn nhất cho phép của betong lúc căng cáp
Trong giai đoạn buông thép, ứng suất chủ yếu do lực căng cáp gây ra và có tính chất nén Do đó, cần kiểm tra điều kiện ứng suất nén để đảm bảo an toàn, cụ thể là: α ≤ f ci.
Việc tính toán kiểm tra được thực hiện tại mặt cắt có momen gây nguy hiểm nhất
Momen có giá trị tuyệt đối lớn nhất trên dải được xác định sau khi lọc kết quả từ Safe Tiếp theo, chúng ta tiến hành kiểm tra ứng suất nén cho các dải, như được thể hiện trong bảng 1.7.6.
Kiểm tra ứng suất bê tông với combo BUONGCAP
W f p n P σ Kiểm tra m kN-m m m2 m3 MPa bó kN MPa
CSX1 0.00 -47.80 1.75 0.44 0.0182 1302.5 2 1319.953 -5.64 OK CSX2 0.00 -106.71 3.075 0.77 0.0320 1302.5 4 2639.905 -6.77 OK CSX3 8.40 -145.66 3.5 0.88 0.0365 1302.5 4 2639.905 -7.01 OK CSX4 8.40 -115.65 3.5 0.88 0.0365 1302.5 5 3299.882 -6.94 OK CSX5 8.40 -120.18 3.175 0.79 0.0331 1302.5 4 2639.905 -6.96 OK CSX6 16.80 -83.54 2.175 0.54 0.0227 1302.5 3 1979.929 -7.33 OK CSX7 8.40 -134.76 2.725 0.68 0.0284 1302.5 4 2639.905 -8.62 OK CSY1 7.00 47.32 2.1 0.53 0.0219 1304.1 4 2643.189 -7.20 OK
Bảng 3.28 cung cấp kết quả kiểm tra ứng suất nén cho các dải, với các thông số như CSY2, CSY3, CSY4, CSY5, MSX1, MSX2, MSX3, MSX4, MSX5, MSY1, MSY2, MSY3 và MSY4 Các dải CSY2 và CSY3 cho kết quả khả quan với giá trị ứng suất dương, trong khi CSY4 và CSY5 cho thấy ứng suất âm và không đạt yêu cầu Các dải MSX và MSY cũng cho thấy kết quả ổn định, với hầu hết các dải đạt yêu cầu và ứng suất nằm trong giới hạn cho phép.
Hình 3.29 – Mô hình giai đoạn sử dụng Xét tải trọng:
Tĩnh tải tiêu chuẩn tổng cộng
Do lực căng cáp hiệu quả
Hình 3.30– khai báo tổ hợp giai đoạn sử dụng cho SAFE
Theo tiêu chuẩn ACI mục 18.9.3, trong giai đoạn sử dụng, ứng suất kéo của bê tông tại mặt cột không được vượt quá 0.5√𝑓 𝑐 ′, tương đương với giá trị 2.38 MPa Momen tổ hợp SUDUNG được đo bằng đơn vị kNm.
Theo mục 18.9.3.3 ACI, nếu điều kiện không được thỏa mãn, cần đặt diện tích thép tối thiểu tại vùng momen âm đầu cột là Amin = 0.00075hL và bố trí trong khoảng c2 + 2h Khoảng cách giữa các thanh thép không được lớn hơn 305mm và không nhỏ hơn 4 thanh Ứng suất kéo bê tông tại giữa nhịp không vượt quá 0.17√𝑓𝑐′ = 0.8MPa.
Nếu khong thỏa cần đặt thêm thép thường: min
Thế vào (*) ta có công thức tính thép cuối cùng là
Theo tiêu chuẩn ACI mục 18.4.2:
- Ứng suất nén cho phép khi xét tải dài hạn là 0.45𝑓 𝑐 ′ = 10.24𝑀𝑃𝑎
- Ứng suất nén cho phép khi xét tổng tải trọng là 0.6𝑓 𝑐 ′ = 13.65𝑀𝑃𝑎
Biểu đồ momen hình 1.7.9 cho thấy momen phân bố đơn giản, do đó không cần kiểm tra tính toán trên tất cả các mặt cắt mà SAFE xuất ra Quy trình lọc số liệu từ SAFE sẽ được thực hiện như sau:
Đối với dải cột, cần giữ lại các giá trị momen âm tại mép cột (vách) và giá trị momen dương tối đa trên các nhịp Việc tính toán và kiểm tra các giá trị này được thể hiện trong bảng 1.7.11.
Đối với dải giữa, cần giữ lại giá trị momen âm nhỏ nhất tại vị trí giao với dải cột và giá trị momen dương lớn nhất tại giữa nhịp Việc tính toán và kiểm tra cho các giá trị này được thể hiện trong bảng 1.7.12.
Kiểm tra ứng suất kéo bê tông với combo SUDUNG
Nhịp Station L 2 P M A W σ min σ max Kiểm m m kN kNm m2 m3 MPa MPa tra
Bảng dữ liệu CSX1 và CSX2 cung cấp thông tin về các chỉ số khác nhau ở nhiều thời điểm CSX1 cho thấy sự dao động mạnh mẽ trong các giá trị, với các số liệu từ -75.57 đến 30.98, cho thấy sự biến đổi đáng kể trong hiệu suất CSX2 cũng có những biến động tương tự, với giá trị dao động từ -157.03 đến 65.45, cho thấy sự thay đổi trong các thông số đo được Tất cả các dữ liệu đều được ghi nhận là "OK", điều này cho thấy rằng các chỉ số đều nằm trong giới hạn cho phép.
Dữ liệu từ các mẫu CSX cho thấy sự biến động về thông số kỹ thuật như sau: CSX2 ghi nhận các giá trị từ 12.35 đến 16.80 với nhiều chỉ số khác nhau, tất cả đều đạt tiêu chuẩn CSX3 có các giá trị dao động từ 0.45 đến 16.80, cho thấy sự thay đổi đáng kể trong các thông số, nhưng vẫn giữ được tình trạng ổn định CSX4, với các giá trị từ 0.45 đến 16.80, cũng cho thấy sự biến động tương tự, mặc dù một số chỉ số có xu hướng giảm Cuối cùng, CSX5 thể hiện các giá trị từ 0.20 đến 16.80, cho thấy sự ổn định trong các thông số kỹ thuật và cũng đạt yêu cầu Tất cả các mẫu đều nằm trong giới hạn cho phép và được đánh giá là "OK".
Dữ liệu CSX6 cho thấy các giá trị khác nhau về áp suất và nhiệt độ với các chỉ số khác nhau, ví dụ như CSX6 1 có áp suất 0.45 và nhiệt độ 2.175, trong khi CSX6 2 có áp suất 10.80 Tương tự, dữ liệu CSX7 cũng cho thấy biến động ở các chỉ số, như CSX7 1 với áp suất 0.20 và CSX7 2 với áp suất 8.85, cho thấy sự thay đổi đáng kể trong các thông số đo được Cuối cùng, dữ liệu CSY1 và CSY2 cung cấp thông tin về áp suất và nhiệt độ trong các điều kiện khác nhau, với CSY1 1 có áp suất 0.40 và CSY2 1 có áp suất 0.40 trong điều kiện khác nhau Tất cả các thông số đều được ghi nhận là "OK".
KIỂM TRA KHẢ NĂNG CHỊU LỰC
3.8.1 Quy trình xác định khả năng momen Ứng suất trong thép ứng lực tại trạng thái giới hạn tính theo công thức ACI 18-5 là:
𝐿 2 𝑑 d: khoảng cách từ trọng tâm thép ứng lực đến mép betong chịu nén
2+ |𝑒| e: độ lệch tâm tra cáp tra Bảng 5.6-2
Lực kéo hiệu quả của thép ứng lực trước: 𝐹 = 𝐴 𝑝𝑠 𝑓 𝑝𝑠
Chiều cao khối ứng suất nén: 𝑎 = 𝐹
Khả năng chịu momen là: 𝑀 𝑢 = 𝜙𝐹(𝑑 − 𝑎
Nếu mô men uốn Mu lớn hơn hoặc bằng mô men thiết kế M, tiết diện sẽ đủ khả năng chịu lực Nếu không, cần tính thêm khả năng chịu lực của thép thường Ms đã bố trí Khi tổng Ms và Mu lớn hơn hoặc bằng M, tiết diện vẫn đủ khả năng chịu lực Nếu vẫn không đạt yêu cầu, cần bố trí thêm thép thường để chịu momen bằng M trừ đi tổng Ms và Mu.
3.8.2 Kiểm tra trường hợp tải trọng cơ bản
- Tĩnh tải tính toán tổng cộng
- Do lực căng cáp hiệu quả
Hình 3.34 - Khai báo tổ hợp tải tính toán cho Safe
Hình 3.35 - Momen tổ hợp TINHTOAN, đơn vị kNm
Biểu đồ momen Hình 1.8-2 cho thấy momen phân bố đơn giản, vì vậy không cần kiểm tra tính toán trên tất cả các mặt cắt do SAFE xuất ra Quy trình lọc số liệu momen từ SAFE sẽ được thực hiện như sau:
Đối với dải cột, cần giữ lại các giá trị momen âm tại mép cột (vách) và giá trị momen dương cực đại trên các nhịp Việc tính toán và kiểm tra cho các giá trị này được thể hiện trong bảng 1.8.3.
Đối với dải giữa, cần giữ lại giá trị momen âm nhỏ nhất tại vị trí giao với dải cột và giá trị momen dương lớn nhất tại giữa nhịp Các giá trị này được kiểm tra và tính toán, như được thể hiện trong bảng 1.8.4.
Kiểm tra ứng suất kéo bê tông với combo TINHTOAN
Nhịp Station L 2 M e d r p f ps F a M u Kiểm m m kNm mm mm MPa kN cm kNm tra
Dữ liệu từ CSX1 cho thấy các thông số như sau: tại điểm 1, giá trị đầu vào là 0.45 với kết quả -126.7 và 5.40; tại điểm 2, giá trị 3.95 cho kết quả 54.1 và 5.43; tại điểm 3, với giá trị 7.95, kết quả là -123.8 và 5.42; và tương tự cho các điểm tiếp theo Đối với CSX2, điểm 1 có giá trị 0.45 cho kết quả -255.9 và 6.14, trong khi điểm 2 với giá trị 3.95 cho kết quả 110.8 và 6.17 Cuối cùng, CSX3 tại điểm 1 có giá trị 0.45 với kết quả -250.9 và 5.40 Tất cả các dữ liệu đều được ghi nhận là "OK".
Dữ liệu CSX cho thấy các chỉ số quan trọng như CSX3, CSX4, CSX5 và CSX6 với các thông số khác nhau CSX3 có các giá trị từ 1 đến 3 với các thông số như 4.45, 7.95, và 8.85, cho thấy sự biến động trong các chỉ số CSX4 ghi nhận các giá trị từ 0.45 đến 16.8, với các chỉ số như -269.4 và 122.3, cho thấy sự đa dạng trong các kết quả CSX5 có các giá trị từ 0.2 đến 16.8, với các chỉ số như -197.1 và 109.1, cho thấy sự thay đổi đáng kể Cuối cùng, CSX6 với các giá trị từ 0.45 đến 10.8, cho thấy sự ổn định với các chỉ số như -152.2 và 68.6 Tất cả các dữ liệu đều được ghi nhận là "OK".
Dữ liệu CSX6 và CSX7 cho thấy các thông số kỹ thuật với giá trị khác nhau về áp suất và nhiệt độ, như CSX6 có áp suất 2.18 và nhiệt độ 12.2, trong khi CSX7 có nhiều giá trị biến thiên từ 2.73 đến 2.1 Các thông số của CSY1 và CSY2 cho thấy sự thay đổi tương tự, với CSY1 có áp suất 2.1 và nhiệt độ từ 0.4 đến 21, còn CSY2 có áp suất cao hơn là 4.2 với nhiệt độ từ 0.4 đến 11.3 Tất cả các dữ liệu đều được ghi nhận là "OK", cho thấy các thông số đều nằm trong giới hạn cho phép.
The CSY2 and CSY3 datasets show varying measurements, with values such as 19.5 and 21 recorded under CSY2, indicating the presence of fluctuations in the data Notably, CSY3 exhibits significant readings like 3.2615 and 6.6, highlighting diverse performance metrics In CSY4, the data reveals extremes, with values such as -334.4 and 156.6, emphasizing the variability across different parameters Overall, these datasets demonstrate a range of performance metrics, with consistent readings around 4.2 and varying outputs that reflect the complexity of the measurements.
CSY4 4 21 4.2 -86.0 0 125 0.0101 1381.6 7304 8.99 526.1 OK CSY5 1 0.4 2.1 -104.2 -9 116 0.0109 1381.1 3650 8.99 232.0 OK CSY5 1 3.2615 2.1 40.0 -44 169 0.0074 1384.3 3659 9.01 409.8 OK CSY5 1 6.6 2.1 -90.1 57 182 0.0069 1385.1 3661 9.02 451.6 OK CSY5 2 7.4 2.1 -95.2 48 173 0.0073 1384.5 3660 9.01 422.7 OK CSY5 2 12.175 2.1 40.7 60 185 0.0068 1385.2 3661 9.02 460.4 OK CSY5 2 13.6 2.1 -188.7 23 148 0.0085 1383.0 3656 9.00 339.1 OK CSY5 3 14.4 2.1 -79.0 -8 133 0.0095 1382.1 3653 9.00 289.2 OK CSY5 3 16.85 2.1 24.1 -45 170 0.0074 1384.3 3659 9.01 410.6 OK CSY5 3 19.3 2.1 -81.9 -28 153 0.0082 1383.3 3656 9.00 356.1 OK CSY5 4 21 2.1 -36.6 0 125 0.0101 1381.6 3652 8.99 263.1 OK
Bảng 3.36 - Tinh toán kiểm tra khả năng momen dải cột do cáp ứng lực trước
F a M u Kiểm tra kNm m m mm mm MPa kN cm kNm
MSX1 90.4 29.65 3.5 -64 189 0.0030 1399.5 3699 5.47 539.7 OK MSX1 -70.7 0.49 3.5 -14 111 0.0051 1389.0 3671 5.42 276.5 OK MSX2 74.3 4.45 2.65 -64 189 0.0013 1431.6 3784 7.38 517.7 OK MSX2 -96.6 0.49 2.65 -14 111 0.0022 1407.8 3721 7.26 249.5 OK MSX3 93.8 12.90 3.5 -64 189 0.0030 1399.4 3699 5.47 537.2 OK MSX3 -117.8 0.49 3.5 -14 111 0.0051 1389.0 3671 5.42 276.5 OK MSX4 109.2 3.86 4.35 -43 168 0.0036 1395.1 3687 4.38 483.9 OK MSX4 -246.5 8.20 4.35 -3 128 0.0048 1390.1 3674 4.37 350.3 OK MSX5 69.5 12.85 2.85 55 180 0.0026 1403.6 3710 6.73 489.5 OK MSX5 -116.2 0.20 2.85 -5 120 0.0039 1393.8 3684 6.68 288.0 OK
MSY1 89.2 12.30 4.2 65 190 0.0033 1397.0 3693 4.55 555.9 OK MSY1 -50.5 9.41 4.2 -42 167 0.0038 1394.3 3685 4.54 480.3 OK MSY2 95.6 7.00 4.2 65 190 0.0033 1397.0 3693 4.55 555.9 OK MSY2 -52.1 9.70 4.2 -44 169 0.0037 1394.5 3686 4.54 487.0 OK MSY3 101.8 12.50 4.2 62 187 0.0034 1396.7 3692 4.55 547.4 OK MSY3 -42.5 9.50 4.2 -43 168 0.0037 1394.4 3686 4.54 483.5 OK MSY4 141.6 12.00 4.2 53 178 0.0035 1395.5 3689 4.54 514.0 OK MSY4 -69.9 19.70 4.2 -23 148 0.0043 1391.9 3679 4.53 414.1 OK
Bảng 3.37 - Tính toán kiểm tra khả năng momen dải giữa nhịp
3.9 KIỂM TRA KHẢ NĂNG CHỊU CẮT
Lực gây chọc thủng cho sàn gồm:
- Momen Mt tại trục cột Lấy Mt = max(Mtx – Mty) để tính toán kiểm tra
Vách có chu vi chịu cắt lớn, do đó chỉ cần kiểm tra chịu cắt tại các vị trí cột có phản lực lớn, cụ thể là tại ba vị trí trục cột: Y2X3, Y2X4, và YAX4 Các trường hợp tổ hợp tải trọng được áp dụng tương tự như khi kiểm tra điều kiện cường độ.
3.9.1 Công thức tính kiểm tra
- Vn: ứng suất cắt tới hạn của sàn Tiêu chuẩn ACI-ASCE đề xuất công thức tính vn của sàn cho sàn ứng lực trước
- fpc: ứng suất trung bình do cáp gây ra trên diện tích tiết diện betong
- Vu: ứng suất cắt do tải trọng Đối với cột giữa: 𝑣 𝑢 = 𝑉 𝑢
- : hệ số giảm độ bền ( lấy = 0.85)
- bo: chu vi tiết diện chịu cắt của mặt cắt tới hạn Mặt cắt tới hạn lấy tại vị trí d/2 từ mặt cột
- d: khoảng cách từ tâm của thép ULT tới mép chịu nén của cấu kiện nhưng không nên
- v: hệ số phân phối momen cho ứng suất cắt
3.9.2 Xác định các cặp lực cắt và momen
Lực cắt V xác định bằng cách cho Safe xuất ra nội lực tại các gối rồi trừ đi trọng lượng bản thân cột
As cột 2H 1.4p 1.05p Phản lực gối (kN) V(kN) m2 m kN/m3 kN kN TINHTOAN TAI
Để xác định lực cắt và tính toán momen mép cột, chúng ta thực hiện trên các dải cột lớn CSX3, CSX5, CSY3 và CSY4 Momen tối đa tại mép cột được xác định dựa vào bảng 1.9-2, cung cấp các giá trị momen cho các tổ hợp tải trọng khác nhau.
M (kNm) tại mép cột của TỔ HỢP
TT 0GIOX 0GIOY TOHOP1 TOHOP2
Bảng 3.39 - Momen mép cột Tính toán kiểm tra chịu cắt cho sàn với các cặp nội lực (M,V) như sau:
- Cột giữa Y2X3: kiểm tra 2 cặp (298.01 kNm, 687.5 knM) và (250.95 kNm, 893.0 kNm)
- Cột giữa Y2X4: kiểm tra 2 cặp (202.28 kNm, 763.4 knM) và (46.46 knM, 1015.9 kNm)
- Cột giữa YAX4: kiểm tra 2 cặp (202.28 kNm, 726.2 knM) và (46.46 knM, 949.1
- Cột giữa: Đối với cột giữa: Mt = Mm
Mặt cắt tới hạn lấy tại vị trí d/2 từ mặt cột:
Vu Mt vu fpe Aps Ac fpc Fvn Kiểm kN kNm MPa MPa cm 2 cm 2 MPa MPa tra
Bảng 3.40 - Tính toán kiểm tra cắt cột giữa
KIỂM TRA ĐỘ VÕNG BẢN SÀN
3.10.1 Độ võng tức thời Độ võng của sàn được tính với tải trọng tiêu chuẩn:
DOVONG1 do Safe tính với khai báo như Hình 1.10 - 1
Dựa vào Hình 1.10 – 2 ta có chuyển vị tức thời lớn nhất là fmax = 3.1 mm
Hình 3.41 - Khai báo tổ hợp DOVONG1
Hình 3.42 - Độ võng sàn do tổ hợp lực DOVONG 1
3.10.2 Độ võng do tác dụng của tải trọng dài hạn
Giả sử có 30% hoạt tải sử dụng là tải trọng dài hạn
DOVONG2 do Safe tính với khai báo như hình 1.10 – 3
Hình 3.43 - Khai báo tổ hợp DOVONG 2
Hình 3.44 - Độ võng sàn do tổ hợp nội lực DOVONG2 Dựa vào hình 1.10 – 4 ta có f2max = 2.7 mm
Hệ số từ biến toàn phần gần đúng có thể được coi là 2, dẫn đến giá trị f ’ 2max = 2*f2max = 5.4 mm Độ võng cuối cùng được tính bằng f = f1max + f ’ 2max = 3.1 + 5.4 = 8.5 mm Độ võng giới hạn được xác định là [f] = L/400 = 8400/400 = 21 mm, cho thấy 21 mm > f.
Chương 4 : TÍNH TOÁN CẤU KIỆN CỘT
Hình 4.1 - Mặt bằng kết cấu cột
Sơ bộ tiết diện cột vuông cạnh c theo công thức: b
+ k: hệ số kể đến ảnh hưởng khác của momen uốn, hàm lượng thép, độ mảnh cột Do cột làm việc gần như nén đúng tâm nên chọn k=1.1
+ N: lực nén tính toán sơ bộ N=ms.q.Fs
+ ms: số tầng trên tiết diện đang xét
+ q=2T/m 2 : với công trình có hs≥250mm
+ Fsp.56 m 2 diện tích chịu tải của cột
A=1,2 m 2 với yêu cầu kiến trúc ta chọn kích thước cột 0.9X0.9 m 2
Vậy tiết diện cột là 900x900 mm 2
Nội lực trong cột (đơn vị: kN-m) được tính toán bằng phương pháp gần đúng, chuyển đổi trường hợp nén lệch tâm xiên thành nén lệch tâm phẳng tương đương để xác định lượng cốt thép cần thiết.
Cx,Cy: Kích thước tiết diện Cx=Cy0x900 mm
Mx=-1041.9kNm, My=-302.3kNm, N=-13023kN
- Bê tông B30, cốt thép AIII có: Rb = 17MPa, Rs = Rsc = 365MPa
- Tính cốt dọc chịu lực theo lý thuyết tính cốt thép cấu kiện chịu nén lệch tâm xiên
- Điều kiện áp dụng 0.5 ≤ cx/cy= 900/900= 1 ≤ 2 cốt thép bố trí đều theo chu vi
y= l0/ iy= 4600/(0.288x900)= 17.82 < 28 Vậy bỏ qua uốn dọc theo hai phương max= 17.82
Momen tính toán: Mx1= Mx= -1041.9 kNm
- Xét tỉ số: My/cy < Mx/cx nên tính theo phương X
- Giả thiết a=a’= 50mm, tính được h0 = h-a = 850mm, Za = h-a-a’ = 800mm
- Độ lệch tâm ngẫu nhiên ea = eax + 0.2eay = 36 mm với eax=eay=max(l/600;h/30)0 mm
- Tính toán theo trường hợp đặt cốt thép đối xứng: x1= |N|/Rb.b= 13023/(19.5x900)1.2 mm > h0 0mm m0= 0.4
- Độ lệch tâm tĩnh học e1 = M/N = 89.3 mm
- Độ lệch tâm ban đầu e0 = max(e1,ea)= max(89.3;36)= 89.3 mm
= e0/h0 3/850=0.105≤ 0.3 trường hợp lệch tâm rất bé ( xem như đúng tâm)
= 1 hệ số kể đến ảnh hưởng của uốn dọc( phụ thuộc vào độ mảnh)
- Diện tích cốt thép cần thiết: c b b c st sc b
Ast