Cao ốc văn phòng

TỔNG QUAN KIẾN TRÚC VÀ KẾT CẤU

GIỚI THIỆU CÔNG TRÌNH

1.1.1 Mục đích xây dựng công trình

Để phát triển mạnh mẽ trong các lĩnh vực kinh tế xã hội, một quốc gia cần có cơ sở hạ tầng vững chắc, tạo điều kiện thuận lợi cho đời sống và công việc của người dân Đối với Việt Nam, một quốc gia đang phát triển và khẳng định vị thế trong khu vực và quốc tế, việc cải thiện nhu cầu an sinh và không gian làm việc cho người dân là rất quan trọng Trong đó, nhu cầu về nơi làm việc là một trong những ưu tiên hàng đầu.

Trước sự gia tăng nhanh chóng của dân số, nhu cầu mua đất để xây dựng nhà ở ngày càng cao, trong khi quỹ đất của Thành phố lại có hạn Điều này dẫn đến giá đất tăng vọt, khiến nhiều người dân và doanh nghiệp gặp khó khăn trong việc sở hữu đất cho các mục đích xây dựng Để giải quyết vấn đề này, cần phát triển và quy hoạch hợp lý các tòa nhà đa chức năng, bao gồm cả khu vui chơi giải trí và văn phòng.

Sự phát triển của nền kinh tế Thành phố cùng với việc thu hút đầu tư nước ngoài đã tạo ra cơ hội hứa hẹn cho việc xây dựng các cao ốc văn phòng và khách sạn cao tầng chất lượng cao, nhằm đáp ứng nhu cầu sinh hoạt ngày càng tăng của người dân.

Sự gia tăng các cao ốc trong Thành phố không chỉ đáp ứng nhu cầu hạ tầng cấp bách mà còn làm đẹp bộ mặt đô thị và tạo ra nhiều cơ hội việc làm cho người dân.

Sự xuất hiện của các nhà cao tầng đã đóng góp tích cực vào sự phát triển của ngành xây dựng, nhờ vào việc áp dụng các kỹ thuật hiện đại và công nghệ mới trong tính toán, thi công và xử lý thực tế, cũng như việc tiếp thu các phương pháp thi công tiên tiến từ nước ngoài.

Cao ốc văn phòng Tây Nam được thiết kế và xây dựng với mục tiêu giải quyết các vấn đề hiện tại, mang đến một tòa nhà cao tầng hiện đại, tiện nghi đầy đủ và cảnh quan đẹp, phù hợp cho nhu cầu giải trí và làm việc.

Một cao ốc cao tầng được thiết kế và xây dựng với chất lượng cao, cung cấp đầy đủ tiện nghi nhằm phục vụ nhu cầu làm việc của mọi người.

1.1.2 Vị trí và đặc điểm công trình

1.1.2.1 Vị trí công trình Địa chỉ: 253 Hoàng Văn Thụ, Phường 02, Quận Tân Bình, Thành phố

Trung tâm thương mại và văn phòng Tây Nam được xây dựng trên diện tích 2.915,8 m2 với tổng vốn đầu tư trên 200 tỷ đồng, bao gồm 3 tầng hầm để xe và 20 tầng nổi, tổng diện tích xây dựng lên tới 27.045 m2 Công trình này chính thức đi vào hoạt động giữa năm 2017, nổi bật với thiết kế hiện đại và tầm nhìn thoáng đãng hướng ra các khu vực xanh Với vị trí đắc địa tại quận Tân Bình, đối diện công viên Hoàng Văn Thụ, cao ốc Tây Nam đã tạo nên một điểm nhấn ấn tượng trong khu vực.

Hình 1 1 Vị trí công trình trên Google Maps

Cao ốc Văn Phòng được trang bị các thiết bị hiện đại:

- Hội trường (từ 39 – 136 chỗ ngồi)

- Café và quán ăn tầng thượng

Cao ốc Văn Phòng dễ dàng di chuyển tới các vị trí:

- 2 phút tới sân vận động quân khu 7

- Đối diện công viên Hoàng Văn Thụ, gần công viên Gia Định

- 3 phút tới Nhà hát Quân Đội

- 7 phút tới trung tâm thương mại Parkson

Thành phố Hồ Chí Minh nằm trong vùng khí hậu nhiệt đới gió mùa cận xích đạo, với đặc điểm nổi bật là nhiệt độ cao quanh năm Thành phố có hai mùa rõ rệt: mùa mưa từ tháng 5 đến tháng 11 và mùa khô từ tháng 12 đến tháng 4, điều này ảnh hưởng sâu sắc đến môi trường và cảnh quan nơi đây.

Mùa khô ở Thành Phố Hồ Chí Minh kéo dài từ tháng 12 đến tháng 4 năm sau Dựa trên dữ liệu quan trắc nhiều năm từ trạm Tân Sơn Nhất, các yếu tố khí tượng chính cho thấy những đặc trưng khí hậu đặc trưng của thành phố này.

- Lượng bức xạ dồi dào, trung bình khoảng 140 Kcal/cm2/năm Số giờ nắng trung bình/tháng 160-270 giờ Nhiệt độ không khí trung bình

- Lượng mưa cao, bình quân/năm 1.949 mm

- Ðộ ẩm tương đối của không khí bình quân/năm 79,5%

Thành phố Hồ Chí Minh chịu ảnh hưởng chủ yếu từ hai hướng gió: gió mùa Tây - Tây Nam và Bắc - Đông Bắc Gió Tây - Tây Nam từ Ấn Độ Dương thổi vào mùa mưa từ tháng 6 đến tháng 10 với tốc độ trung bình 3,6 m/s, mạnh nhất vào tháng 8 đạt 4,5 m/s Trong khi đó, gió Bắc - Đông Bắc từ biển Đông thổi vào mùa khô từ tháng 11 đến tháng 2 với tốc độ trung bình 2,4 m/s Ngoài ra, gió tín phong hướng Nam - Đông Nam xuất hiện từ tháng 3 đến tháng 5 với tốc độ trung bình 3,7 m/s TPHCM chủ yếu không bị ảnh hưởng bởi gió bão, chỉ có cơn bão số 5 vào năm 1997 do hiện tượng El-Nino gây ra đã ảnh hưởng nhẹ đến một phần huyện Cần Giờ.

Theo Thông tư số 03/2016/TT-BXD ngày 10 tháng 03 năm 2016 của Bộ Xây Dựng, Cao ốc văn phòng Tây Nam được phân loại là công trình dân dụng cấp II, với tổng diện tích sàn từ 10.000m2 đến dưới 15.000m2 hoặc có chiều cao từ một mức nhất định.

Hình 1 2 Mặt đứng công trình

Công trình có 3 tầng hầm

Hình 1 3 Mặt bằng tầng Hầm 03

Công trình có: 20 tầng và 1 tầng mái

Hình 1 10 Mặt bằng các tầng điển hình 05 – 20F

Hình 1 11 Mặt bằng tầng mái

Bảng 1 1 Cao độ công trình

Chiều cao tầng (m) Cao độ (m) Chiều cao tầng (m) Cao độ (m)

- Chiều cao công trình là 76.00m (tính từ cao độ ±0.000m, chưa kể tầng hầm)

- Diện tích xây dựng của công trình là 52.98 27.7 1467.55( )× = m 2

Tầng hầm (03B – 01B): Bố trí nhà xe

Tầng 01F đến tầng 04F: Khu trưng bày, hội trường, café, ngân hàng Tầng 05F đến tầng 20F: Văn phòng

Tầng mái: Café sân thượng, quầy bar rooftop.

CÁC GIẢI PHÁP KIẾN TRÚC CỦA CÔNG TRÌNH

Mặt bằng của dự án có hình dạng tứ giác không đều, với tổng diện tích khoảng 1500 m² Tầng hầm được xây dựng ở độ cao -10.800m và có 5 ram dốc kết nối từ mặt đất lên tầng 03Base.

Công trình chủ yếu phục vụ cho thuê căn hộ, với tầng hầm được thiết kế rộng rãi để tối ưu hóa không gian để xe và bố trí các hộp gain hợp lý, tạo sự thông thoáng Hệ thống cầu thang bộ và thang máy được đặt ở vị trí dễ thấy ngay khi vào tầng hầm, giúp người sử dụng thuận tiện trong việc di chuyển Đồng thời, việc bố trí hệ thống PCCC cũng được thiết kế dễ dàng quan sát và tiếp cận.

Tầng 01F, 04F và mái được thiết kế sang trọng với cột ốp inox, quầy tiếp tân nền hoa và các dịch vụ tiện ích, tạo nên không gian sinh hoạt chung cho toàn cao ốc Trong khi đó, từ tầng 05F đến 20F là khu vực cho thuê văn phòng, nơi chúng tôi nỗ lực tối ưu hóa không gian thoáng đãng để đáp ứng nhu cầu sử dụng của khách hàng.

Công trình sở hữu thiết kế kiến trúc hiện đại, thể hiện tính chất của một cao ốc cao cấp Các đường nét ngang và thẳng đứng mang lại sự bề thế và vững chãi, đồng thời việc sử dụng vật liệu mới như kính Low-E và các mảng kính dày màu xanh tạo nên vẻ sang trọng cho công trình.

Kính lớn bao che toàn bộ công trình, mang đến vẻ hiện đại và sang trọng Mái được thiết kế bằng vật liệu thép hình, tạo nên những đường lưới độc đáo, kết hợp với hệ thống che nắng, mưa tự động, giúp công trình trở nên nổi bật và lung linh vào ban đêm.

Hệ kết cấu công trình là hệ BTCT toàn khối

Hệ sàn phẳng không dầm cho lõi từ tầng 05F đến 20F và dầm biên cho tầng 01F đến 04F

Cầu thang và ram dốc bằng BTCT toàn khối

Bể chứa nước bằng bê tông cốt thép được lắp đặt trên tầng mái, có chức năng trữ nước phục vụ cho nhu cầu sử dụng của toàn bộ các tầng trong tòa nhà và hỗ trợ công tác cứu hỏa.

Sinh viên áp dụng hai phương pháp móng là cọc khoan nhồi và cọc ly tâm ứng suất trước, nhằm tìm ra giải pháp hiệu quả nhất cho công trình.

GIẢI PHÁP KỸ THUẬT KHÁC

Công trình sử dụng điện từ hai nguồn: lưới điện thành phố Hồ Chí Minh và máy phát điện 150 kVA, cùng với một máy biến áp Tất cả thiết bị này được lắp đặt dưới tầng hầm để giảm thiểu tiếng ồn và rung động, đảm bảo không ảnh hưởng đến sinh hoạt.

Toàn bộ hệ thống điện được lắp đặt ngầm trong quá trình thi công, với hệ thống cấp điện chính được đặt trong hộp kỹ thuật và luồn trong gen điện, đảm bảo không đi qua khu vực ẩm ướt Điều này không chỉ thuận tiện cho việc sửa chữa mà còn bảo đảm an toàn cho người sử dụng Mỗi tầng đều được trang bị hệ thống điện an toàn, bao gồm hệ thống ngắt điện tự động từ 1A đến 80A, được phân bố theo từng tầng và khu vực, nhằm phòng chống cháy nổ hiệu quả.

Mạng điện trong công trình được thiết kế với những tiêu chí như sau:

An toàn : không đi qua khu vực ẩm ướt như khu vệ sinh

Dể dàng sửa chữa khi có hư hỏng cũng như dể kiểm soát và cắt điện khi có sự cố

Mỗi khu vực thuê đều được trang bị một bảng phân phối điện riêng Đèn thoát hiểm và hệ thống chiếu sáng khẩn cấp được lắp đặt theo quy định của cơ quan có thẩm quyền.

Công trình sử dụng nguồn nước từ hệ thống cấp nước TP Hồ Chí Minh, nước được dẫn vào bể chứa ngầm và sau đó bơm lên bể nước mái Từ bể mái, nước sẽ được phân phối xuống các tầng của công trình qua các đường ống chính Hệ thống bơm nước được thiết kế hoàn toàn tự động, đảm bảo luôn có đủ nước trong bể mái để phục vụ sinh hoạt và mục đích cứu hỏa.

Các đường ống được bọc trong các ren nước và hệ thống cấp nước được lắp đặt ngầm trong các hộp kỹ thuật Đường ống cứu hỏa chính được bố trí dọc theo khu vực giao thông ở mỗi tầng và trên trần nhà.

Nước mưa trên mái nhà sẽ chảy qua các lỗ thoát nước vào ống thoát nước mưa có đường kính ∅ 0 mm và dẫn xuống dưới Hệ thống thoát nước thải được thiết kế riêng biệt, với ống dẫn nước thải từ các buồng vệ sinh được kết nối đến bể xử lý nước thải trước khi nhập vào hệ thống nước thải chung.

1.3.4 Hệ thống thông gió Ở các tầng có cửa sổ thông thoáng tự nhiên Bên cạnh đó, các công trình còn có các khoảng trống thông tầng nhằm tạo sự thông thoáng thêm cho tòa nhà

Hệ thống máy điều hòa được lắp đặt cho tất cả các tầng, với họng thông gió dọc theo cầu thang bộ và sảnh thang máy Quạt hút được sử dụng để thoát hơi cho tất cả các khu vệ sinh, và ống gen được dẫn lên mái để đảm bảo hiệu quả thông gió.

Các tầng trong công trình được chiếu sáng tự nhiên nhờ vào các cửa kính bên ngoài và giếng trời, đảm bảo không gian luôn sáng sủa Bên cạnh đó, hệ thống chiếu sáng nhân tạo được thiết kế hợp lý, cung cấp ánh sáng đầy đủ đến những khu vực cần thiết.

1.3.6 Hệ thống phòng cháy chữa cháy

Hệ thống báo cháy được lắp đặt tại mỗi khu vực cho thuê, đảm bảo an toàn cho cư dân Các bình cứu hỏa được trang bị đầy đủ và được bố trí hợp lý tại hành lang và cầu thang, tuân thủ hướng dẫn của ban phòng cháy chữa cháy thành phố Hồ Chí Minh.

Bố trí hệ thống cứu hỏa gồm các họng cứu hỏa tại các lối đi, các sảnh… với khoảng cách tối đa theo đúng tiêu chuẩn TCVN 2622-1995

1.3.7 Hệ thống chống sét Được trang bị hệ thống chống sét theo đúng tiêu yêu cầu và tiêu chuẩn về chống sét nhà cao tầng (Thiết kế theo TCVN 46-84)

Rác thải được thu gom từ các tầng thông qua hệ thống kho thoát rác, với gian rác được đặt ở tầng hầm và có cơ chế đưa rác ra ngoài Gian rác được thiết kế kín đáo và xử lý cẩn thận nhằm ngăn chặn mùi hôi và ô nhiễm môi trường.

LỰA CHỌN GIẢI PHÁP KẾT CẤU

1.4.1 Giải pháp kết cấu theo phương đứng

Hệ kết cấu chịu lực thẳng đứng có vai trò quan trọng đối với kết cấu nhà nhiều tầng bởi vì:

Chịu tải trọng của dầm sàn truyền xuống móng và xuống nền đất

Chịu tải trọng ngang của gió và áp lực đất lên công trình

Liên kết với dầm sàn tạo thành hệ khung cứng, giữ ổn định tổng thể cho công trình, hạn chế dao động và chuyển vị đỉnh của công trình

Hệ kết cấu chịu lực theo phương đứng bao gồm các loại sau:

Hệ kết cấu cơ bản: Kết cấu khung, kết cấu tường chịu lực, kết cấu lõi cứng, kết cấu ống

Hệ kết cấu hỗn hợp: Kết cấu khung-giằng, kết cấu khung-vách, kết cấu ống lõi và kết cấu ống tổ hợp

Hệ kết cấu đặc biệt bao gồm nhiều loại cấu trúc như hệ kết cấu có tầng cứng, hệ kết cấu có dầm truyền, kết cấu với hệ giằng liên tầng và kết cấu khung ghép Những hệ thống này đóng vai trò quan trọng trong việc tăng cường khả năng chịu lực và ổn định cho công trình xây dựng.

Mỗi loại kết cấu có những ưu điểm và nhược điểm riêng, phù hợp với quy mô và yêu cầu thiết kế của từng công trình Vì vậy, việc lựa chọn giải pháp kết cấu cần được xem xét kỹ lưỡng để đảm bảo tính hiệu quả về kinh tế và kỹ thuật cho từng dự án cụ thể.

Hệ kết cấu khung mang lại lợi ích về không gian lớn và linh hoạt với sơ đồ làm việc rõ ràng Tuy nhiên, nó có khả năng chịu tải trọng ngang kém, đặc biệt là đối với công trình cao và ở khu vực có cấp động đất lớn Hệ kết cấu này thích hợp cho công trình cao đến 15 tầng tại vùng chống động đất cấp 7, 10-12 tầng tại vùng cấp 8, và không nên sử dụng cho công trình ở vùng cấp 9.

Hệ kết cấu khung – vách và khung – lõi được ưa chuộng trong thiết kế nhà cao tầng nhờ khả năng chịu tải ngang hiệu quả Tuy nhiên, việc áp dụng hệ kết cấu này yêu cầu tiêu tốn nhiều vật liệu và quy trình thi công phức tạp hơn cho các công trình.

Hệ kết cấu ống tổ hợp là lựa chọn tối ưu cho công trình siêu cao tầng nhờ khả năng làm việc đồng đều và khả năng chống chịu tải trọng ngang lớn Việc lựa chọn hệ kết cấu chịu lực theo phương đứng cần dựa vào yêu cầu kiến trúc, quy mô công trình, tính khả thi và khả năng đảm bảo ổn định của công trình.

Lựa chọn kết cấu cho công trình Cao ốc văn phòng Tây Nam

Dựa trên quy mô công trình với 20 tầng nổi và 3 hầm, sinh viên áp dụng hệ kết cấu chịu lực khung – vách lõi Hệ thống này không chỉ chịu tải trọng đứng mà còn chịu tải trọng ngang và các tác động khác, đồng thời tăng cường độ cứng cho công trình.

Khung chịu lực chính cho công trình, đặc biệt dưới tác dụng của tải trọng ngang, là yếu tố quan trọng trong thiết kế nhà cao tầng Trong trường hợp này, khung chịu cắt giữ vai trò chủ yếu, giúp đảm bảo rằng chuyển vị tương đối giữa các tầng là nhỏ Ngược lại, lõi chịu uốn có ảnh hưởng lớn hơn đến các tầng trên, dẫn đến chuyển vị tương đối lớn hơn so với các tầng dưới Sự kết hợp này giúp giảm thiểu tổng chuyển vị của toàn bộ công trình, đảm bảo tính ổn định và an toàn khi các cấu kiện làm việc cùng nhau.

1.4.2 Giải pháp kết cấu theo phương ngang

Việc lựa chọn giải pháp kết cấu sàn hợp lý là rất quan trọng, ảnh hưởng đến tính kinh tế của công trình Khối lượng bê tông sàn có thể chiếm từ 30-40% tổng khối lượng bê tông, trở thành một trong những tải trọng tĩnh chính Đối với các công trình cao, tải trọng này tích lũy xuống các cột và móng, dẫn đến chi phí tăng cho móng và cột, cũng như tăng tải trọng ngang do động đất Do đó, ưu tiên sử dụng giải pháp sàn nhẹ là cần thiết để giảm tải trọng thẳng đứng.

TÍNH TOÁN – THIẾT KẾ SÀN ĐIỂN HÌNH

PHƯƠNG ÁN SÀN

- Căn cư theo tiêu chuẩn TCVN 2737:1995

- Căn cứ theo tiêu chuẩn TCVN 5574:2018

- Cataloge vật liệu sử dụng trong công trình

- Theo yêu cầu và công năng sử dụng mà chủ đầu tư đưa ra

- Việc tính toán sàn điển hình được tính toán với 2 phương án sàn: sàn phẳng bê tông cốt thép.

TÍNH TOÁN – THIẾT KẾ CẦU THANG

CẤU TẠO CẦU THANG TẦNG ĐIỂN HÌNH

Hình 3 1 Mặt bằng, 3D cầu thang.

KÍCH THƯỚC SƠ BỘ CẦU THANG

- Cầu thang tầng điển hình của công trình này là loại cầu thang 2 vế dạng bản Mỗi vế thang có 13 bậc thang, kích thước mỗi bậc l hb b(0 180(mm)×

- Góc nghiêng của bản thang: b b h 180 tanα= = = 0.642 α= 32 44' l 280

- Chọn chiều dày bản thang ban L 0 3360 1320 h = = = 150 (mm)

- Chọn kích thước dầm cầu thang:

( Theo sách BTCT 3 Võ Bá Tầm trang 12)

TẢI TRỌNG

Hình 3 2 Các lớp cấu tạo cầu thang Đối với bản chiếu nghỉ

Bảng 3 1 Tải tác dụng lên bản chiếu nghỉ

Cấu tạo sàn thường Bề dày

Trọng lượng riêng tiêu chuẩn

Hệ số độ tin cậy

Tĩnh tải tính toán m kN/m 3 kN/m 2 kN/m 2

37 Đối với bản thang nghiêng

Bảng 3.2 Chiều dày tương đương của các lớp cấu tạo

Chiều dày lớp gạch lát Chiều dày lớp vữa xi măng Chiều dày lớp bậc thang gạch theo phương nghiêng b td3 h cosα δ = 2

Bảng 3 2 Tĩnh tải bản thang

Trọng lượng g bt m kN/m 3 kN/m 2 kN/m 2

Tổng trọng lượng theo phương đứng q đứng g’ 2 2.722 3.479

- Trọng lượng của lan can glc= 0.3 kN/m, quy tải lan can trên đơn vị m 2 bản thang:

- Tải trọng tác dụng lên bản thang g ' 2 có phương thẳng góc với trục của bản nghiêng, phân làm 2 lực theo 2 hướng:

• Theo phươc dọc trục bản nghiêng tạo nên lực dọc trong bản nghiêng, để đơn giản khi tính tonas không xét đến thành phần lực dọc này

• Đối với bản chiếu nghỉ: p = n × p tc = 1 2 3 × = 3 6 kN/m

• Đối với bản thang nghiêng: p = n × p tc × co sα = 1 2 3 0 8 4 1 × × = 3 0 2 7 kN/m

TÍNH TOÁN – THIẾT KẾ CẦU THANG

3.4.1 Sơ đồ tính cầu thang

Qui bản thang về thành dạng tải phân bố đều Xét tỷ số: d b h 400

2.6 3 h 0 = < →liên kết giữa bản thang và dầm chiếu tới là liên kết khớp Chọn sơ đồ tính 2 đầu khớp như hình

Hình 3 3 Sơ đồ tính cầu thang

Hình 3 4 Kết quả moment cầu thang

( b =1.2(m) , ho=0.13(m) , Rb MPa , Rs"5 MPa)

Bảng 3 3 Kết quả tính toán và bố trí thép cầu thang

Tiết diện M (kNm) α m ζ A s (cm 2 ) CHỌN THÉP A sc (cm 2 ) μ

TÍNH TOÁN CỐT THÉP DẦM THANG (DẦM CHIẾU TỚI)

Hình 3 5 Kết quả moment dầm chiếu tới

( b =0.2(m) , ho=0.375(m) , Rb MPa , Rs65 MPa)

Bảng 3 4 Kết quả tính toán và bố trí thép dầm chiếu tới

Vị trí M (kNm) αm ζ A s (cm 2 ) CHỌN THÉP A sc

TÍNH TOÁN THÉP ĐAI CHO DẦM THANG (DẦM CHIẾU TỚI)

Hình 3 6 Kết quả lực cắt cực đại

Lực cắt cực đại: Qmax = 18.4 (kN)

Khả năng chịu cắt của bê tông:

• R bt : Khả năng chịu cắt của bê tông, B30 có R bt =1.2MPa

• ϕ = b3 0.6 đối với bê tông nặng

Vậy dầm chiếu tới đủ khả năng chịu cắt nên bố trí cốt đai theo cấu tạo 6a200φ

TÍNH TOÁN – THIẾT KẾ HỆ KHUNG

TẢI TRỌNG

- Theo TCVN 2737:1995 và TCXD 229:1999: gió nguy hiểm nhất là gió vuông góc với mặt đón gió

- Tải trọng gió bao gồm 2 thành phần:

• Thành phần tĩnh của gió

• Thành phần động của gió

Tải trọng gió tĩnh được tính toán như lực tập trung tại các cao trình sàn, với lực này đặt tại tâm hình học của mỗi tầng Cụ thể, Wtcx đại diện cho lực gió theo phương X, trong khi Wtcy là lực gió theo phương Y Lực gió được xác định bằng cách nhân áp lực gió với diện tích tiếp xúc với gió.

Bảng 4 1 Đặc điểm công trình Địa điểm xây dựng Tỉnh, thành TP Hồ Chí Minh

Quận, huyện Quận Tân Bình

Vùng gió II-A Địa hình B

- Giá trị tiêu chuẩn thành phần tĩnh của áp lực gió Wj tại điểm j ứng với độ cao zj so với mốc chuẩn: j 0 j

Giá trị áp lực gió được xác định dựa trên bản đồ phân vùng, với hệ số k j phản ánh sự biến đổi của áp lực gió theo độ cao Hệ số khí động cho gió đẩy là 0.80, trong khi gió hút có hệ số là 0.60 Để đảm bảo tính chính xác, hệ số tin cậy của tải trọng gió được thiết lập là 1.2.

- Theo mục 6.4.1 TCVN 2737-1995, Đối với ảnh hưởng của bão được đánh giá là yếu, giá trị áp lực gió W0 được giảm đi 10 daN/m 2 đối với vùng I-A,

12 daN/m 2 đối với vùng II-A và 15 daN/m 2 đối với vùng III-A Dạng địa hình B

Công trình của sinh viên nằm ở Q Tân Bình, Tp.Hồ Chí Minh thuộc vùng gió II-A:

W0 12 83 daN / m− - Hệ số tính đến sự thay đổi của áp lực gió theo độ cao – kj ,xác định dựa vào bảng 5 TCVN 2737-1995

Bảng 4 2 Giá trị tính toán thành phần tĩnh của tải trọng gió

Kích thước nhà theo phương

Giá trị tính toán phần tĩnh của tải trọng gió

W j = 1.2.Wo.k zj c (kN/m2) Gán vào sàn (kN)

- Giá trị được gán vào sàn là giá trị tiêu chuẩn nên hệ số gán vào sàn ở Bảng

Hình 4 1 Sơ đồ tính toán động lực tải gió tác dụng lên công trình

- Thiết lập sơ đồ tính toán động lực học:

• Sơ đồ tính toán là hệ thanh công xôn có hữu hạn điểm tập trung khối lượng

• Chia công trình thành n phần sao cho mỗi phần có độ cứng và áp lực gió lên bề mặt công trình có thể coi như không đổi

• Vị trí của các điểm tập trung khối lượng đặt tương ứng với cao trình sàn

Giá trị khối lượng tập trung được xác định bằng tổng trọng lượng của kết cấu và tải trọng từ các lớp cấu tạo sàn hoạt tải, theo quy định của TCVN 2737-1995 và TCXD 229-1999 Các tiêu chuẩn này cũng cho phép áp dụng hệ số chiết giảm đối với tải trọng hoạt tải, được trình bày trong bảng hướng dẫn.

1 [TCXD 229-1999], lấy hệ số chiết giảm là 0.5

Việc xác định tần số dao động riêng của một công trình nhiều tầng rất phức tạp và đòi hỏi sự hỗ trợ từ các phần mềm máy tính Trong đồ án này, phần mềm ETABS được sử dụng để tính toán các tần số dao động riêng của công trình.

Trong [TCXD 229-1999], quy định rằng chỉ cần tính toán thành phần động của tải trọng gió tương ứng với dạng dao động đầu tiên Tần số dao động riêng cơ bản thứ s phải thỏa mãn bất đẳng thức: s L s 1 f ÷5 15

→ ν = 0.4 cho các mức độ quan trọng cấp II

- Ta lập phương trình: r s d c c c c r d d q d qd 0.005h 0.005 3.6 d d 0.0115(m) d 0.005h q 3.9 0.4

Theo Điều 3.2 TCVN 198:1997, các nhà cao tầng bê tông cốt thép có tỷ lệ chiều cao trên chiều rộng lớn hơn 5 cần phải được kiểm tra khả năng chống lật khi chịu tác động của tải động đất và tải gió.

B = 16.85 = < →Không cần kiểm tra khả năng chống lật của công trình

TÍNH TOÁN – THIẾT KẾ CỘT

- Sinh viện chọn 2 trục: Trục 2 và Trục D để tính toán Vách – Cột

Hình 4 7 Khung trục 2 (bên trái) và khung trục D (bên phải)

4.5.1 Phương pháp tính toán cột

TCVN hiện chưa quy định cụ thể về cách tính cột chịu nén lệch tâm xiên, do đó, phương pháp tính được dựa trên hướng dẫn của GS Nguyễn Đình Cống Phương pháp này chuyển đổi trường hợp nén lệch tâm xiên thành nén lệch tâm phẳng tương đương để tính toán cốt thép Tác giả đã tham khảo hai tiêu chuẩn BS8110 và ACI318 để xây dựng 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

C cốt thép được đặt theo chu vi

- Tiết diện chịu lực nén N, mômen uốn Mx, My độ lệch tâm ngẫu nhiên eax và eay

Sau khi xét uốn dọc theo hai phương, tính được hệ số η η x , y Mômen đã gia tăng Mx1 và My1

- Bản chất của phương pháp này là đưa bài toán lệch tâm xiên thành bài toán lệch tâm phẳng tương đương

- Bước 1: Kiểm tra điều kiện tính toán của cột lệch tâm xiên y x

≤ C ≤ ; Với Cx, Cy lần lượt là cạnh của tiết diện cột

- Bước 2: Tính toán độ ảnh hưởng uốn dọc theo hai phương

Chiều dài tính toán: l ox =ψ × x l và l oy = ψ × y l Độ lệch tâm ngẫu nhiên: ax l ox C x e max ;

  Độ lệch tâm tĩnh học: 1 M e N x = x và 1y M e N

= y Độ lệch tâm tính toán: e ox = max e ;e ( ax 1x ) và eoy =max e ;e( ay 1y ) Độ mảnh theo hai phương: x ox x l 0.288C λ = và y oy y l 0.288C λ Tính hệ số ảnh hưởng của uốn dọc

Nếu λ ≤ x 28→ η = x 1 (bỏ qua ảnh hưởng của uốn dọc)

1 N N λ > → η − (kể đến ảnh hưởng của uốn dọc) Trong đó: x b x cr 2 ox

Moment tăng lên do uốn dọc: M ' x = M x x η

Theo phương Y : tương tự phương X

Bước 3: Chuyển đổi bài toán lệch tâm xiên thành bài toán lệch tâm phẳng tương đương Việc này thực hiện bằng cách đưa bài toán lệch tâm xiên về dạng bài toán lệch tâm phẳng tương đương theo phương X hoặc phương Y.

- Bước 4: Tính toán tiết diện thép yêu cầu

Tính toán tương tự bài toán lệch tâm phẳng đặt thép đối xứng

→ = + b Độ lệch tâm tính toán o h e e a

• Trường hợp 1: e 0 h 0.3 ε = ≤ → nén lệch tâm rất bé, tính toán gần như nén đúng tâm

Hệ số độ lệch tâm γ e :

Hệ số uốn dọc phụ khi xét thêm nén đúng tâm: ( ) e

Diện tích toàn bộ cốt thép tính như sau: e b e st sc b

− ( Cốt thép được chọn đặt theo chu vi, mật độ cốt theo trên cạnh b có thể lớn hơn)

• Trường hợp 2: e 0 h 0.3 ε = > và x 1 > ξ R o h → tính theo trường hợp nén lệch tâm bé

Xác định lại chiều cao vùng nén x:

Diện tích toàn bộ cốt thép được tính như sau: b o st sc a

• Trường hợp 3: e 0 h 0.3 ε = > và x 1 ≤ ξ R o h → tính theo trường hợp nén lệch tâm lớn

Diện tích toàn bộ cốt thép được tính như sau:

- Bước 5: Kiểm tra hàm lượng thép

Thỏa yêu cầu về kết cấu: tt s min tt max o

Thỏa yêu cầu về kinh tế:

Hàm lượng thộp hợp lý: 1%≤ à ≤ tt 3% (thiết kế cú khỏng chấn)

- Bước 6: Bố trí cốt thép

Cốt thép dọc của cột chịu nén lệch tâm xiên được bố trí xung quanh chu vi cột, trong đó mật độ cốt thép ở cạnh b phải lớn hơn hoặc bằng mật độ ở cạnh h Khoảng cách tối thiểu giữa hai cốt dọc kề nhau được quy định trong khoảng từ 50 mm đến 400 mm.

Tính toán thép cột C24 (02BASE)

Khi sử dụng ETABS để chạy mô hình và xuất nội lực, nội lực của cột sẽ được hiển thị với ba giá trị: đầu, cuối và giữa Giá trị nội lực được tính toán tại vị trí có lực dọc lớn nhất của cột, thường là ở chân cột, do đó “Loc = 0”.

( Thông số trên dựa theo TCVN 5574 -2018 Bảng 7 và Bảng 13)

- Kiểm tra điều kiện tính toán của cột lệch tâm xiên: y x

- Tính toán độ ảnh hưởng uốn dọc theo hai phương:

L(m) L ox (m) L oy (m) e ax (mm) e ay (mm)

- Quy đổi lệch tâm xiên thành lệch tâm phẳng: h(mm) b(mm) a(mm) h o (mm)

M 1 (kNm) M 2 (kNm) e a (mm) x 1 (mm) m o M(kNm) 122.84 -49.58 29.33 924.1249 0.4 107.4151

- Tính toán tiết diện: e 1 e o Trường hợp lệch tâm

Bảng kết quả thống kê cột Story Column Load cho các mẫu FC22 và FC23 cho thấy nhiều chỉ số quan trọng Các giá trị như Cx, Cy, A, và các thông số khác được ghi nhận với các biến thể khác nhau, từ -1.00 đến -9.00, cho thấy sự biến động trong dữ liệu Các chỉ số này có thể được phân tích để hiểu rõ hơn về hiệu suất và xu hướng của các mẫu Đặc biệt, các mẫu FC22 và FC23 có sự khác biệt rõ rệt trong các chỉ số, từ đó cung cấp thông tin quý giá cho việc tối ưu hóa và cải thiện quy trình sản xuất Các thông số như F và C cũng được ghi nhận với các giá trị khác nhau, cho thấy sự đa dạng trong các yếu tố ảnh hưởng đến kết quả.

Dữ liệu từ các tổ hợp FC 23 và FC 24 cho thấy các chỉ số quan trọng về tải trọng và hiệu suất Tổ hợp FC 23 có nhiều giá trị khác nhau, với các chỉ số như tải trọng tối đa, áp lực và các yếu tố khác được ghi nhận từ -1.03 đến -162.48 Tương tự, tổ hợp FC 24 cũng cho thấy sự biến động về các chỉ số, với các giá trị từ -4.0 đến -9.66 Những thông tin này có thể giúp phân tích hiệu suất và tính khả thi của các tổ hợp trong thực tế.

St or y C ol u m n L oa d L oc P M y M x L C x C y a A s μ% C h ọn t hộ p A sc k N k N m k N m cm cm cm cm cm ² cm 08 F C 24 C om b9 0 -6 08 1 99 -1 17 7 7 -4 9 0 3 6 50 70 4 30 0 1 0 91 10 ỉ 25 49 0 07 F C 24 C om b9 0 -6 57 1 54 -1 21 5 7 -5 6 1 3 6 50 70 4 44 6 1 1 35 10 ỉ 25 49 0 06 F C 24 C om b9 0 -7 05 9 63 -1 12 7 7 -3 6 2 3 6 50 70 4 59 1 5 1 79 14 ỉ 25 68 6 05 F C 24 C om b9 0 -7 55 9 05 -1 43 9 9 -6 9 9 3 6 60 80 4 17 8 6 0 39 14 ỉ 25 68 6 04 F C 24 C om b9 0 -8 06 7 94 -1 56 8 5 -2 4 1 4 5 60 80 4 33 0 2 0 72 14 ỉ 25 68 6 03 F C 24 C om b9 0 -8 63 1 37 -1 60 8 7 -1 1 45 4 3 60 80 4 49 8 2 1 09 14 ỉ 25 68 6 02 F C 24 C om b9 0 -9 23 4 37 -2 09 4 0 -3 6 39 4 5 60 80 4 67 7 9 1 49 14 ỉ 25 68 6 01 F C 24 C om b9 0 -1 04 38 6 3 19 1 66 -5 5 70 4 2 70 90 4 38 8 6 0 65 18 ỉ 25 88 3 01 B A S E C 24 C om b9 0 -1 14 91 9 5 84 5 6 -5 0 41 3 3 70 90 4 70 2 5 1 17 18 ỉ 25 88 3 02 B A S E C 24 C om b 9 0 -1 20 59 8 3 12 2 84 -4 9 58 3 3 70 90 4 87 1 8 1 45 18 ỉ 25 88 3

4.5.4 Tính toán cốt thép đai

- Bước 1: Chọn trước đường kính thép đai và số nhánh đai doc dai min d max(d ;8mm)

- Bước 2: Tính khoảng cách đai tính toán chịu cắt trong cột (có thế bỏ qua vì thường bố trí cấu tạo lớn hơn nhiều thép tính toán)

- Bước 3: Khoảng cách các lớp cốt đai theo cấu tạo:

Khi R sc ≤400MPa; a ct =min(12d ;400) min = min(384, 400) = 350mm

- Bước 4: Bố trí cốt đai theo chiều dài cột

Trong khoảng L 1 (tại vị trí gần nút):

L max(h , L / 6,30d, 450) max(900,960, 450) 960 mm s min(8d ,175mm) min(64,175) 100 mm

⇒ Bố trí đai d8s100 cho đoạn L1 = 960mm

Trong khoảng L 2 : Vì chiều cao tầng điển hình 3.6m và sinh viên đặt cốt đai nút lên xuống 40d để nối thép và chờ thép nên bố trí theo L1

⇒ Bố trí đai d8s100 cho đoạn L2

Trong các nút khung phải dùng đai kín cho cả dầm và cột với khoảng cách 100mm

- Tương tự các cột còn lại:

⇒ Bố trí đai d8s100 cho đoạn L1 và L2

TÍNH TOÁN THIẾT KẾ MÓNG

GIỚI THIỆU CHUNG

Thiết kế nền móng cho nhà cao tầng cần thực hiện các tính toán kỹ lưỡng liên quan đến nền và móng công trình Để đảm bảo an toàn và hiệu quả, thiết kế này phải đáp ứng các tiêu chí quan trọng, bao gồm khả năng chịu tải, ổn định và độ bền theo thời gian.

• Áp lực của bất cứ vùng nào trong nền đều không vượt quá khả năng chịu lực của đất (điều kiện cường độ đất nền)

• Ứng suất trong kết cấu đều không vượt quá khả năng chịu lực trong suốt quá trình tồn tại của kết cấu (điều kiện cường độ kết cấu)

• Chuyển vị biến dạng của kết cấu (độ lún của móng, độ lún lệch giữa các móng) được khống chế không vượt quá giá trị cho phép

• Ảnh hưởng của việc xây dựng công trình đến các công trình lân cận được khống chế

• Đảm bảo tính hợp lý của các chỉ tiêu kỹ thuật, khả năng thi công và thời gian thi công.

ĐIỀU KIỆN ĐỊA CHẤT CÔNG TRÌNH

- Điều kiện địa chất công trình được lấy tại công trình xây dựng vào ngày khoan

- Phương pháp khoan xoay sử dụng bentonite (Rotary drilling method)

- Bản thống kê địa chất được trình bày trong bảng 5.1.

5.2.1.Địa chất công trình Đ ượ c sự đ ồn g ý củ a gi ản g vi ên h ướ ng d ẫn , s in h vi ên s ử dụ ng đ ịa c hấ t b ên d ướ i đ ể áp d ụn g và o tí nh to án n ền m ón g cô ng tr ìn h tr on g án c ủa s in h vi ên B ản g 5 1 Đ ịa c hấ t B H 3 L ớ p đ ất

C h iề u d ày (m ) L oạ i đ ất D u ng t rọ ng tự n h iê n γ tn (k N /m 3 )

D u ng t rọ ng đ ẩy n ổi γ d n ( kN /m 3 )

G óc m a sá t tr on g tr u ng b ìn h φ ( o ) Đ ộ ẩm C h ỉ s ố S P T Đ ộ sệ t B ( I L ) M ôđ u n b iế n d ạn g E o (k N /m 2 )

H ệ số r ỗn g W L L (% ) W P L (% ) W P I (% ) 1 2 5 Đ ất lấ p - - - - - - - - - - - 2 2 5 B ụi c át 17 6 7 9 3 3 02 o 52 ’ 44 27 17 1 0 79 23 50 1 02 3 3a 2 2 C á ch ứa s ét 20 8 11 2 15 2 24 o 39 ’ 26 16 10 6 0 08 - - 3b 3 8 C á ch ứa s ét 20 2 10 4 16 5 24 o 16 ’ 27 18 9 9 0 77 80 30 0 60 6 4 25 7 C á tr ạn g th ái ch ặt 20 4 10 9 12 2 30 o 21 ’ - - - 31 - 20 27 0 0 51 4 5 14 9 S ét c ứn g 20 4 10 7 85 6 14 o 34 ’ 54 22 32 45 < 0 94 20 0 59 4 6a 3 S ét c ứn g 20 4 11 0 11 7 30 o 31 ’ - - - > 5 0 - 19 28 0 0 51 1 6b 35 S ét c ứn g 20 4 11 0 11 7 38 o 31 ’ - - - > 5 0 - 30 00 0 0 46 3

Hình 5 1 Mặt cắt hố khoan BH3

- Đường kính hố khoan: 91mm

5.2.2 Đánh giá tính chất của đất nền

- Trong đồ án, sinh viên đánh giá tính chất của đất nền chủ yếu dựa vào 2 thông số chính là module tổng biến dạng E0 và góc ma sát trong ϕ

- Lớp đất số 1: Đất san lấp

Lớp đất bụi cát màu xám đen có độ dẻo, với chiều dày trung bình khoảng 2.5m và môđun biến dạng E o = 2350kN/m² đến 5000kN/m², thuộc loại đất khá yếu Khả năng chịu tải của lớp đất này kém, vì vậy không thể đặt móng trên lớp đất này.

Lớp cát chứa sét màu xám xanh, nâu vàng có trạng thái dẻo và độ dày trung bình khoảng 6m Môđun biến dạng của lớp đất này là Eo = 8030 kN/m² đến 10000 kN/m², với góc ma sát trong ϕ = 24°16' Nhờ vào các đặc điểm này, lớp đất 3 có khả năng chịu tải trung bình.

Cát bụi màu xám vàng, xám trắng, trạng thái xốp đến chặt, có chiều dày trung bình là 25.7 m, E o = 20270kN/ m 10000kN/ m 2 > 2 và có góc ma sát trong o 0

30 21' 30 ϕ = ≈ Do đó lớp đất 4 có khả năng chịu tải khá tốt, có thể đặt mũi cọc tại lớp này

Lớp đất 5 là lớp sét màu nâu hồng cứng, có độ dày trung bình 14.9 m, với mô đun biến dạng E o = 9420 kN/m² và góc ma sát trong ϕ = 14°31' Nhờ vào những đặc điểm này, lớp đất 5 có khả năng chịu tải tốt, cho phép đặt mũi cọc tại đây.

Là lớp sét màu nâu hồng ở trạng thái cứng, có chiều dày trung bình là 40 m, có môđun biến dạng E o = 30000kN/ m 10000kN/ m 2 > 2 vàgóc ma sát trong

38 31' o ϕ = Do đó lớp đất 6 có khả năng chịu tải khá tốt, có thể đặt mũi cọc tại lớp này

5.2.3 Đánh giá điều kiện thủy văn

Mực nước ngầm tại khu vực xây dựng thay đổi theo mùa, với mức đo được là -3.000 m (tính từ cốt ±0.000 sàn tầng trệt) Khi thi công đài móng ở cao độ -12.8 m, cần chú ý đến tác động của mực nước ngầm, do đó cần thiết lập phương án hạ mực nước ngầm hợp lý.

LỰA CHỌN GIẢI PHÁP MÓNG CHO CÔNG TRÌNH

Công trình 23 tầng với nhịp lớn tạo ra tải trọng lớn xuống móng Địa chất công trình có lớp đất thứ 4 và 5 có khả năng chịu tải tốt, với độ sâu từ -11.00m đến -44.50m Do nhịp lớn, tải truyền xuống chân cột cũng đáng kể, vì vậy dự kiến đặt mũi cọc tại lớp đất thứ 4 và 5.

Lớp đất sét 4 và 5 có đặc tính cứng với module biến dạng lớn, rất phù hợp cho việc chịu tải trọng công trình Do đó, giải pháp móng được xem xét bao gồm móng cọc ép bê tông ly tâm ứng suất trước và móng cọc khoan nhồi.

5.3.2 Đặc điểm thiết kế móng cọc trong vùng chịu tải động đất

Khi xác định sức chịu tải của cọc dưới tải trọng nén hoặc nhổ, cần nhân giá trị qp và fi với hệ số giảm thấp điều kiện làm việc của đất nền mc1 và mc2 theo bảng I.1 trong phụ lục I của TCXD 205:1998, ngoại trừ trường hợp cọc chống lên đá và đất hòn lớn.

Giá trị qp cần được điều chỉnh bằng hệ số điều kiện làm việc mc3, với mc3 = 1 khi chiều dài tính đổi của cọc (Le) lớn hơn hoặc bằng 3, và mc3 = 0.9 khi Le nhỏ hơn 3 Chiều dài Le được xác định theo hướng dẫn trong phụ lục G của TCXD 205:1998.

- Ma sát bên cọc, fi trong khoảng giữa mặt đất đến độ sâu hu lấy bằng 0: u bd h = 4 α

- Chiều sâu tính đổi hạ cọc trong đất Le xác định theo công thức sau: e bd

• L : chiều sâu hạ cọc thực tế (mũi cọc) trong đất tính từ mặt đất với cọc đài cao và từ đáy đài với cọc đài thấp, m;

• αbd : hệ số biến dạng, xác định theo công thức: bd 5 c b

• K : hệ số tỉ lệ, T/m 4 và đối với cát chặt được lấy cao hơn 30% giá trị theo bảng G.1 phụ lục G, TCXD 205:1998;

• Eb : modun đàn hồi ban đầu của bê tông cọc khi nén và kéo, T/m 2

• I : modun quán tính của tiết diện ngang cọc, m 4

• bc : chiều rộng quy ước của cọc, m, được lấy như sau:

Khi tính toán cọc theo điều kiện hạn chế áp lực đất qua mặt bên, như quy định trong phụ lục G, cần lưu ý rằng dưới tác động của tải trọng động đất, giá trị góc ma sát φ1 sẽ giảm Cụ thể, đối với động đất cấp 7, góc ma sát giảm 2 độ, và đối với động đất cấp 8, góc ma sát cũng cần được điều chỉnh tương ứng.

PHƯƠNG ÁN 1 MÓNG CỌC BÊ TÔNG LY TÂM DỰ ỨNG LỰC.

CƠ SỞ TÍNH TOÁN

5.4.1 Giới thiệu sơ lược về cọc bê tông ly tâm dự ứng lực

Cọc bêtông ly tâm dự ứng lực trước đã được áp dụng rộng rãi tại Việt Nam trong những năm gần đây, trở thành lựa chọn phổ biến cho thiết kế nền móng công trình Được chế tạo bằng công nghệ cáp ứng lực trước căng và công nghệ quay ly tâm kết hợp với phụ gia, cọc có thể đạt cường độ lên đến 800 kG/cm² Quá trình bảo dưỡng bằng hơi nước giúp rút ngắn thời gian và đảm bảo chất lượng bê tông Cọc dạng ống có đường kính từ 300 đến 800 mm và chiều dài có thể lên đến 20 m, cho phép thi công bằng phương pháp ép hoặc đóng, với khả năng sử dụng chung máy ép cho cọc vuông và cọc tròn bằng cách thay thế má ép.

- Tùy theo cường độ kéo của thép mà cọc được phân ra làm 3 loại (theo tiêu chuẩn Nhật Bản):

• Loại A: Cọc có sức chịu nén tốt nhất và chịu uốn kém nhất vì thép được kéo ít nhất, Bêtông không mất nhiều sức chịu nén

• Loại C: Cọc có sức chịu nén kém nhất và chịu uốn tốt nhất vì thép được kéo nhiều nhất

• Loại B: Có đặc tính trung gian của 2 loại trên

- Tuy bước đầu ứng dụng còn nhiều sai sót nhưng không thể phủ nhận những ưu điểm nổi bật của cọc bêtông ly tâm ứng suất trước:

• Cọc tiết kiệm vật liệu hơn những cọc có cùng tiết diện vì áp dụng công nghệ căng cáp ứng suất trước và quay ly tâm

Cọc bêtông ly tâm có sức chịu tải vượt trội hơn cọc bêtông bình thường, mặc dù bêtông đã được nén trước Với cùng một mác bêtông 400 từ ximăng PCB40, cường độ phá hoại của cọc bình thường chỉ đạt 400 kG/cm² Trong khi đó, cọc bêtông ly tâm, nhờ công nghệ quay ly tâm và phụ gia, có thể nâng cao mác bêtông lên 800, và sau khi kéo cáp nén bêtông, cường độ phá hoại vẫn đạt từ 500 đến 600 kG/cm² Điều này không chỉ cho thấy sức mạnh vượt trội so với cọc thường mà còn tiết kiệm vật liệu, đặc biệt là lượng thép sử dụng rất ít.

Cọc nhẹ hơn cọc thông thường và có khả năng chịu uốn tốt, cho phép chế tạo cọc dài đến 20m mà vẫn đảm bảo điều kiện chuyên chở Việc này giảm thiểu tối đa các mối nối giữa thân cọc, từ đó hạn chế sự giảm sức chịu tải của cọc do nối cọc.

Cọc có khả năng chống nứt cao nhờ vào việc sử dụng bêtông có cường độ cao và được nén trước Đặc biệt, trong quá trình thi công bằng phương pháp đóng, nếu cọc đã đạt đến độ chối mà không được nén trước, bêtông sẽ dễ bị nứt do khả năng chịu kéo của nó rất yếu.

• Cọc được thi công bằng máy ép nên có giá thành thi công rẻ và đạt hiệu suất cao

Trong các dự án xây dựng có tiến độ thi công gấp rút, cọc bêtông ly tâm nổi bật với ưu điểm vượt trội nhờ quy trình sản xuất tại nhà máy Sử dụng công nghệ hấp cao áp, cọc bêtông ly tâm chỉ cần 2 – 3 giờ hấp sau khi đổ bêtông và quay ly tâm, giúp tiết kiệm thời gian vận chuyển ra công trường so với cọc bêtông thông thường phải chờ hàng tuần Thêm vào đó, mỗi máy ép có thể thi công từ 10 – 15 tim cọc mỗi ngày, trong khi máy ép tĩnh chỉ đạt 4 – 6 tim cọc, cho thấy hiệu suất thi công cao hơn đáng kể.

- Áp dụng tiêu chuẩn JIS A 5373 – 2010 của Nhật Bản

- Chi tiết điển hình cho cọc ly tâm ứng suất trước của Công ty Beton6 cung cấp:

Hình 5 3 Đoạn cọc nối thêm

Hình 5 4 Liên kết cọc ống vào đài cọc

- Kích thước theo nhà sản xuất cho cọc ống D700, cọc loại B như sau:

Hình 5 5 Chi tiết cọc ly tâm DUL D700

• Cường độ chịu nén của bê tông : σcu = 800 kG/cm 2

• Cường độ bê tông sau khi căng cáp : σcp = 560 kG/cm 2

• Cường độ chịu kéo : σbt = 560 kG/cm 2

• Mô đun đàn hồi của bê tông cọc : Ec = 4.2x10 5 kG/cm 2

• Mô đun đàn hồi của bêtông cọc sau khi căng cáp : Ec = 3.15x10 5 kG/cm 2

Bảng 5 2 Bảng thông số kỹ thuật vật liệu cọc Đường kính cọc 700 mm

Chiều dày 110 mm Đường kính trong 480 mm

Diện tích cọc 3534.29 cm 2 Đường kính và số lượng cáp 21d10

Tổng diện tích cáp DƯL 12.59 cm 2

- Móng công trình được tính toán theo giá trị nội lực nguy hiểm nhất có kể đến sàn hầm truyền xuống chân cột, bao gồm:

(Nmax, Mtư và Qtư) (Mmax, Ntư và Qtư)

- Tuỳ thuộc theo số liệu, sinh viên tính toán với 1 trong 2 tổ hợp trên rồi sau đó kiểm tra với tổ hợp còn lại

- Tổ hợp tải trọng tính toán bao gồm móng M22 (cột C22), M23 (cột C23), M26 (cột C26), M27 (cột C27)

Bảng 5 3 Tổ hợp tải trọng tính toán M22

Trường hợp tải Tổ hợp N tt

CẤU TẠO CỌC VÀ ĐÀI CỌC

- Chọn sơ bộ chiều cao đài cọc: hđài = 1.5 m

- Chiều sâu đặt móng: hmóng = 10.8 + 1.5 = 12.3 m

- Đỉnh cọc nằm ở cao trình -12.3 m (so với mặt đất tự nhiên)

- Chiều dài cọc thực tế: Lthucte = 42.3 – 12.3 = 30 m

- Chiều dài cọc thực tế: Ltinhtoan = 30 + 0.05 = 30.05 m

- Với đầu ngàm vào đài là 0.05 m

Lõi cứng ( Hố bít cao 1.75m)

- Chiều dài cọc thực tế: Ltinhtoan = 30 + 0.05 = 30.05 m

- Với đầu ngàm vào đài là 0.05 m

5.5.2 Các hệ số làm việc khi thiết kế móng cọc có xét đến tác dụng của tải trọng động đất

Công trình xây dựng tại quân Tân Bình được thiết kế để chịu động đất cấp 7, với đỉnh gia tốc nền (a)g = 0.0702 theo TCVN 9386-2012 Đất dưới mũi cọc ly tâm UST là đất sét có trạng thái cứng, phù hợp với tiêu chuẩn trong bảng I.1 – TCVN 205:1998.

• Giá trị mc1 = 1 ( độ sệt B(IL) < 0 )

Xác định chiều sâu tính đổi hạ cọc trong đất L e của cột

- K = 6906.67 kN/m 4 : hệ số tỷ lệ, được lấy theo bảng G.1, phụ lục G, TCXD 205: 1998

- bc : chiều dài quy ước của cọc, b = d + 1 = 0.7 + 1 = 1.7 m

- E b = 31.5 1 × 0 N/ 6 k m 2 : mođun đàn hồi của bê tông sau khi căng cáp

= = × , moment quán tính tiết diện ngang của cọc bd 5 c 5 6 3 b

Xác định chiều sâu tính đổi hạ cọc trong đất L e của lõi cứng.

- K = 6746.67 kN/m 4 : hệ số tỷ lệ, được lấy theo bảng G.1, phụ lục G, TCXD 205: 1998

- bc : chiều dài quy ước của cọc, b = d + 1 = 0.7 + 1 = 1.7 m

- E b 1.5 1× 0 N/ 6 k m 2 : mođun đàn hồi của bê tông sau khi căng cáp

= = × , moment quán tính tiết diện ngang của cọc

5.6 XÁC ĐỊNH SỨC CHỊU TẢI CỦA CỌC CHO MÓNG CỘT

5.6.1 Sức chịu tải của cọc theo cường độ vật liệu

Hình 5 6 Thông số cọc ly tâm ứng suất trước

- Khả năng chịu lực cho phép của cọc theo số liệu thiết kế của đơn vị sản xuất (CTY CỔ PHẦN BETON6)

- Dựa vào bảng thông số kỹ thuật thì cọc D = 700 mm, cấp tải loại AB:

- Có thông số tải trọng khi thi công P tc = 625 Tấn, chọn P vl = 6250 kN

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

- Sức chịu tải cực hạn Rc,u của cọc khoan nhồi được xác định theo công thức:

• : Hệ số điều kiện làm việc của cọc trong đất , γc = 0.8

• γcq : Hệ số điều kiện làm việc của đất dưới mũi , γcq = 1.0

• γcf : Hệ số điều kiện làm việc của đất trên thân cọc , γcf = 0.9

• Ab : Diện tích ngang của mũi cọc, Ab = 0.385 m 2

• li : Chiều dày lớp đất thứ i tiếp xúc với cọc

Cường độ sức kháng trung bình của lớp đất thứ “i” trên thân cọc được xác định theo bảng 3 TCVN 10304:2014 Để thực hiện, cần chia đất nền thành các lớp đồng nhất, với chiều dày mỗi lớp không vượt quá 2m, như minh họa trong hình vẽ.

• qb : Cường độ sức kháng của đất dưới mũi cọc

Tra theo bảng 2 TCVN 10304:2014, cường độ sức kháng mũi qb với mũi nằm ở lớp đất dính (42.3m > 40m) là 15000kN/m 2

Bảng 5 7 Kết quả tính toán giá trị ma sát bên

Bề dày mỗi phân tố

Chiều sâu trung bình của lớp đất tính từ tầng hầm

- Sức chịu tải cọc cần tìm là:

5.6.3 Sức chịu tải của cọc theo cường độ đất nền

- Sức chịu tải cực hạn của cọc theo đất được xác định theo công thức:

• Ab : Diện tích ngang của mũi cọc, Ap = 0.385 m 2

Cường độ sức kháng của đất dưới mũi cọc được xác định bởi công thức qb = b q c q = qN' + cN', trong đó q là áp lực hiệu quả của lớp phủ tại cao trình mũi cọc, tương ứng với ứng suất pháp hiệu quả theo phương đứng do đất gây ra.

Bảng 5 8 Kết quả tính áp lực hữu hiệu theo phương đứng

TỔNG 429.18 (kN/m 2 ) c = 110 kN/m 2 – Lực dính của lớp đất dưới mũi cọc.

N ; N – Hệ số sức chịu tải của đất dưới mũi cọc (tra bảng G.1 TCVN 10304-2014) Theo bảng tra của Meyerhof 1976

Cường độ sức kháng của đất dưới mũi cọc:

Cường độ sức kháng trung bình của lớp đất thứ “i” được xác định bằng công thức i u,i f = α × C, áp dụng cho đất dính Cường độ sức kháng cắt không thoát nước của lớp đất thứ i trên thân cọc được ký hiệu là cu,i, với giá trị C u,i = 6.25 N và c,i = 27.5 kPa Hệ số α được xác định theo biểu đồ trong Hình G.1 (TCVN 10304).

' i i v f = ×σ ×k tan ϕ đối với đất rời k i : hệ số áp lực ngang của đất lên cọc (tra bảng G.1 TCVN 10304-2014) hoặc tính bằng công thức k 1 Sini= − ϕi

' σ v : ứng suất pháp hiệu quả thẳng đứng tại giữa lớp đất ϕ : góc ma sát trong trung bình lớp đất thứ “i”

Bảng 5 9 Xác định thành phần kháng của đất lên thành cọc

- Sức chịu tải cực hạn của cọc cần tìm là: c1 b b c2

5.6.4 Sức chịu tải cọc theo thí nghiệm SPT

Trong thiết kế hiện nay, việc tính toán sức chịu tải của cọc thường dựa trên kết quả thí nghiệm xuyên tiêu chuẩn (SPT) bằng hai công thức phổ biến là Meyerhof và công thức của Viện Kiến trúc Nhật Bản Trong bài viết này, chúng ta sẽ tập trung vào việc áp dụng công thức của Viện Kiến trúc Nhật Bản để xác định sức chịu tải cọc.

- Sức chịu tải trọng nén cưc hạn:

• qb=6×cu :là cường độ sức kháng của đất dưới mũi cọc

• li là chiều dài đoạn cọc nằm trong lớp đất thứ i

• fi : cường độ sức kháng trung bình của lớp đất thứ i

10 3 s i s i f = N : đối với đất rời c,i p L u,i f =αf c : đối với đất dính

• Ns,i : chỉ số SPT trung bình của lớp đất rời thứ i trên thân cọc

• cu,i : cường độ sức kháng cắt không thoát nước của lớp đất thứ i trên thân cọc c u,i = 6,25N c,i ( ) kPa

• Nc,i : chỉ số SPT trung bình của lớp đất dính thứ i trên thân cọc

• α p là hệ số xác định theo trên biểu đồ Hình G.2 TCVN 10304-2014 hoặc tra theo bảng Peck

Bảng 5 10 Xác định thành phần kháng của đất lên thành cọc (theo SPT)

Chiều dài cọc nằm trong đất

- Sức chịu tải cực hạn của cọc cần tìm là:

5.6.5 Xác định sức chịu tải thiết kế

Bảng 5 11 Bảng tổng hợp sức chịu tải của cọc

Sức chịu tải của cọc ly tâm D = 0.7 (m) Kết quả SCT (kN)

Theo chỉ tiêu cơ lý đất nền - R 1 c,u 7629

Theo chỉ tiêu cường độ đất nền - R 2 c,u 5745.76

Theo Công thức Nhật Bản - R 3 c,u 5636.56

- Vì sinh viên chọn cọc ly tâm UST nên lấy sức chịu tải đặc trưng:

• γo: hệ số điểu kiện làm việc, kể đến yếu tố tăng mức độ đồng nhất của nền đất khi sử dụng móng cọc, lấy bằng 1.15 trong móng nhiều cọc

• γ n : hệ số tin cậy về tầm quan trọng của công trình, bằng 1.15 (cấp II)

• γ k : hệ số tin cậy theo đất : móng cọc đài thấp có đáy đài nằm trên lớp đất biến dạng lớn, số lượng cọc trong móng từ 6-10 cọc

Thỏa mãn cọc có thể hạn đến độ sâu thiết kế

5.6.6 Kiểm tra điều kiện thi công:

Để đảm bảo cọc được hạ đến độ sâu thiết kế, sức chịu tải của cọc cần phải nhỏ hơn sức chịu tải theo chỉ tiêu cường độ của đất nền Cụ thể, điều này được thể hiện qua mối quan hệ Rc,u2 < Pvl, trong đó Rc,u2 là sức chịu tải của cọc theo vật liệu.

Thỏa mãn điều kiện thi công

5.6.7 Kiểm tra điều kiện thử tải tĩnh cọc

- Theo điều 4.4.7 TCVN 9393:2012 đối với cọc thí nghiệm kiểm tra: vl tk

Với vlbd vl tk tk

Vậy thỏa điều kiện thử tải tĩnh cọc

5.6.8 Kiểm tra điều kiện cẩu lắp

Cọc được sản xuất tại nhà máy với các điều kiện cẩu lắp được đảm bảo bởi nhà sản xuất Tuy nhiên, để đảm bảo an toàn, sinh viên cần kiểm tra lại cọc theo sơ đồ nguy hiểm nhất.

- Tải trọng phân bố tác dụng lên cọc khi cẩu lên xe để vận chuyển là tải trọng bản thân cọc Tra catalogue của nhà sản xuất

→ Khối lượng đơn vị qc = 5.1 kN/m

- Với 1 cây cọc L = 6m và 3 cây cọc L = 8m → Chọn L = 8 m để tính toán

Hình 5 7 Sơ đồ kiểm tra cọc theo điều kiện vận chuyển

- Vậy M max ql 2 44.88(kNm) M khangnut ( 270 kNm)

Thỏa điều kiện vận chuyển

- Vậy giá trị sức chịu tải cực hạn của đất nền sử dụng trong tính toán móng đơn (cho cột) là: Rtk = 3416 (kN)

XÁC ĐỊNH SỨC CHỊU TẢI CỦA CỌC CHO MÕNG LÕI CỨNG

- Có thông số tải trọng khi thi công Ptc = 625 Tấn, chọn Pvl = 6250 kN

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

Cường độ sức kháng trung bình của lớp đất thứ “i” trên thân cọc được xác định theo bảng 3 TCVN 10304:2014 Để thực hiện, cần chia đất nền thành các lớp đất đồng nhất, với chiều dày mỗi lớp không vượt quá 2m.

Tra theo bảng 2 TCVN 10304:2014, cường độ sức kháng mũi qb với mũi nằm ở lớp đất dính (42.3m > 40m) là 15000kN/m 2

Tên lớp Từ Đến Bề dày mỗi phân tố chiều sâu trung bình của lớp đất tính từ tầng hầm

- Sức chịu tải cọc cần tìm là: c1

Cường độ sức kháng của đất dưới mũi cọc (qb) được xác định bởi công thức: qb = qN' + cN' + q, trong đó q là áp lực hiệu quả của lớp phủ tại cao trình mũi cọc, tương ứng với ứng suất pháp hiệu quả theo phương đứng do đất gây ra.

Bảng 5 13 Kết quả tính áp lực hữu hiệu theo phương đứng

95 c = 107 kN/m 2 – Lực dính của lớp đất dưới mũi cọc.

N ; N – Hệ số sức chịu tải của đất dưới mũi cọc (tra bảng G.1 TCVN 10304-2014) Theo bảng tra của Meyerhof 1976

Cường độ sức kháng của đất dưới mũi cọc:

Cường độ sức kháng trung bình của lớp đất thứ “i” được tính bằng công thức i u,i f =α× C đối với đất dính Cường độ sức kháng cắt không thoát nước của lớp đất thứ i trên thân cọc được xác định bằng cu,i = 6.25Nc,i = 6.25 × 42 × &2.5(kPa) Hệ số α được xác định theo biểu đồ trong Hình G.1 (TCVN 10304).

' i i v f k= ×σ ×tan ϕ đối với đất rời k i : hệ số áp lực ngang của đất lên cọc (tra bảng G.1 TCVN 10304-

2014) hoặc tính bằng công thức k 1 Sin i = − ϕ i

' σ v : ứng suất pháp hiệu quả trung bình theo phương thẳng đứng của lớp đất ϕ : góc ma sát trong trung bình lớp đất thứ “i”

Bảng 5 14 Xác định thành phần kháng của đất lên thành cọc

- Sức chịu tải cực hạn của cọc cần tìm là: c1 b b c2

Trong thiết kế hiện nay, việc tính toán sức chịu tải cọc thường dựa trên kết quả thí nghiệm xuyên tiêu chuẩn (SPT) thông qua hai công thức nổi bật là Meyerhof và công thức của Viện Kiến trúc Nhật Bản Trong bài viết này, chúng ta sẽ tập trung vào việc áp dụng công thức của Viện Kiến trúc Nhật Bản để tính toán sức chịu tải cọc.

• qb=6×cu :là cường độ sức kháng của đất dưới mũi cọc

10 3 s i s i f = N : đối với đất rời c,i p L u,i f =αf c : đối với đất dính

• cu,i : cường độ sức kháng cắt không thoát nước của lớp đất thứ i trên thân cọc cu,i =6,25N kPac,i ( )

• α p là hệ số xác định theo trên biểu đồ Hình G.2 TCVN 10304-2014 hoặc tra theo bảng Peck

Chiều dài cọc nằm trong đất

Sức chịu tải của cọc ly tâm D = 0.7 (m) Kết quả SCT (kN)

Theo chỉ tiêu cơ lý đất nền - R 1 c,u 7864.51 Theo chỉ tiêu cường độ đất nền - R 2 c,u 5657 Theo Công thức Nhật Bản - R 3 c,u 6173

• γo: hệ số điểu kiện làm việc, kể đến yếu tố tăng mức độ đồng nhất của nền đất khi sử dụng móng cọc, lấy bằng 1.15 trong móng nhiều cọc

• γ k : hệ số tin cậy theo đất : móng cọc đài thấp có đáy đài nằm trên lớp đất biến dạng lớn, số lượng cọc trong móng ít nhất 21 cọc

5.7.6 Kiểm tra điều kiện thi công:

Để đảm bảo hạ cọc đạt độ sâu thiết kế, sức chịu tải của cọc phải nhỏ hơn sức chịu tải của cọc theo vật liệu, tức là Rc,u2 < Pvl, trong đó Rc,u2 là chỉ tiêu cường độ của đất nền.

Thỏa mãn điều kiện thi công

5.7.7 Kiểm tra điều kiện thử tải tĩnh cọc

Với vlbd vl tk tk

- Vậy thỏa điều kiện thử tải tĩnh cọc ( Cọc không bị phá hủy khi chất tải)

5.7.8 Kiểm tra điều kiện cẩu lắp

Vậy giá trị sức chịu tải cực hạn của đất nền sử dụng trong tính toán móng đơn lõi cứng là: R tk = 4040 (kN)

TÍNH TOÁN MÓNG M22&M29

Hình 5 8 Mặt bằng bố trí đài móng cọc

5.8.1 Sơ bộ chiều sâu đáy đài

Sử dụng giá trị Q tt max = 114.6254 2 + 173.413 2 = 207.87(kN) từ tổ hợp Comb1 để kiểm tra điều kiện cân bằng áp lực ngang đáy đài, theo công thức thực nghiệm Bề rộng đài được sơ bộ chọn là 3.5m.

• hm: Chiều sâu chôn đài móng, hm = 1.5 m

• ϕ: góc ma sát trong của đất từ đáy đài trở lên o o o o

• γ : dung trọng của đất kể từ đáy đài trở lên mặt đất

• Bđ: Cạnh của đáy đài theo phương thẳng góc với tải ngang Q

Df thỏa mãn điều kiện cân bằng áp lực ngang, cho phép chúng ta tính toán móng với giả định rằng tải ngang hoàn toàn được lớp đất trên đáy đài tiếp nhận.

5.8.2 Xác định số lượng cọc

- Số lượng cọc sơ bộ: c o tt aTK

• β : Hệ số xét đến ảnh hưởng của moment lệch tâm tại cột biên

Sức chịu tải của cọc đơn là yếu tố quan trọng trong thiết kế nền móng Tuy nhiên, khi cọc làm việc trong đài, sức chịu tải sẽ giảm do ảnh hưởng của hiệu ứng nhóm cọc.

• Do đó sinh viên chọn n = 4 cọc

5.8.3 Chọn kích thước đài cọc và bố trí cọc

• Bố trí khoảng cách giữa các cọc trong khoảng s 3d>

- Khoảng cách từ mép cọc đến mép đài: d d 700 700 a 233 350

F B L= =3.5 3.5 12.25(m )× 5.8.4 Kiểm tra cọc làm việc theo nhóm

Theo mục 3.9.3 TCXD 205: 1998, hiệu ứng nhóm cọc ảnh hưởng đến sức chịu tải của cọc do sự tương tác giữa các cọc trong nhóm, dẫn đến hiện tượng chùng ứng suất Do đó, sức chịu tải của cọc trong nhóm sẽ thấp hơn so với sức chịu tải của cọc đơn lẻ.

- Hiệu ứng nhóm cọc được xác định theo công thức của Converse-Labarre:

• n1 : Số hàng cọc trong nhóm cọc, n1= 2

• n2 : Số cọc trong một hàng, n2 = 2

• s : Khoảng cách giữa hai cọc tính từ tâm

- Sức chịu tải của nhóm cọc: tt nh c aTK

- Vậy thoả điều kiện sức chịu tải của nhóm cọc

5.8.5 Kiểm tra lực tác dụng lên đầu cọc

- Điều kiện kiểm tra: max [ aTK ] min p Q p 0

- Chiều cao đài được giả thiết ban đầu hđ = 1.5m

- Trọng lượng tính toán của đài: d bt d d

W = γn F h =1.1 25 12.25 1.5 505.31(kN)× × × - Chuyển các ngoại lực tác dụng về đáy đài tại trọng tâm nhóm cọc (trường hợp này trùng với trọng tâm đài)

5.8.5.1 Kiểm tra phản lực đầu cọc với tổ hơp với tổ hợp N max , M xtu , M ytu ,

• ∑M tt x=M tt ox+h Qd oy tt =−278.393(kN.m)

• ∑M tt y =Moy tt +h Qd ox tt r.654(kN.m)

- Tải trọng tác dụng lên cọc:

• xi, yi : khoảng cách từ tim cọc thứ i đến trục đi qua trọng tâm các cọc tại mặt phẳng đáy đài; tt tt tt y i x i tt i 2 2 i i

• : tổng moment tính toán đáy đài quay quanh trục x tại trọng tâm nhóm cọc;

• ∑ M tt y : tổng moment tính toán đáy đài quay quanh trục y tại trọng tâm nhóm cọc;

Bảng 5 18 Giá trị phản lực đầu cọc M22 (tính thủ công )

- Vậy tải trọng tác dụng lên cọc đều thoả: max tk min p 2698.65(kN) Q 3416(kN) p 2649.54(k N) 0

- Kết luận: Không có cọc nào trong móng chịu nhổ

5.8.5.2 Kiểm tra phản lực đầu cọc với các tổ hợp còn lại

- Kiểm tra tương tự cho tổ hợp còn lại ta cũng được tải trọng truyền xuống cọc đảm bảo không vượt quá sức chịu tải cho phép của cọc

- Không có cọc nào trong móng chịu nhổ

5.8.6 Kiểm tra lực tác dụng lên đầu cọc bằng phần mềm Safe2016

5.8.6.1 Các công thức tính toán độ cứng lò xo

- Xác định độ cứng lò xo: k N tt

- Theo điều 7.4.2 – TCVN 10304:2014, độ lún cọc đơn không mở rộng mũi cọc có thể tính theo

• N : tải trong thẳng đứng tác dụng lên cọc, tính bằng MN

• β : hệ số được xác định theo công thức

' 0.17ln(k G l/ G d)n 1 2 β = : hệ số ứng với cọc cứng tuyệt đối

' 0.17ln(k l / d)n α = : hệ số đối với nền đồng nhất đặt trưng G & 1 γ 1

G=0.4Eo (Eo là môdun biến dạng của đất)

EA χ =G l : hệ số độ cứng tương đối của cọc

5.8.6.2 Tính toán độ cứng lò xo cho cọc

- Độ cứng tương đối của cọc:

- Hệ số ứng với cọc cứng tuyệt đối:

- Hệ số đối với nền đồng nhất đặt trưng G & 1 γ 1 :

' 0.17ln(k L / d) 0.17ln(1.764 30/ 0.7) 0.735n ctt α = = × - Hệ số:

- Độ lún cọc đơn là:

5.8.6.3 Kiểm tra phản lực đầu cọc bằng Safe2016

Bước 1: Tạo độ cứng lò xo cho cọc

Hình 5 9 Độ cứng k cọc UST trong Safe

Bước 2: Gán độ cứng k cho mũi cọc và xuất kết quả phản lực đầu cọc

Hình 5 10 Phản lực đầu cọc C22 trong Safe

Bảng 5 19 Giá trị phản lực đầu cọc C22 (Safe tính)

• Kiểm tra tương tự cho tổ hợp còn lại ta cũng được tải trọng truyền xuống cọc đảm bảo không vượt quá sức chịu tải cho phép của cọc

• Không có cọc nào trong móng chịu nhổ

5.8.7 So sánh kết quả phản lực đầu cọc tính thủ công và Safe tính

Bảng 5.20 Tỷ lệ giữa tính bằng tay và tính bằng Safe2016

Tính thủ công Safe tính %

Giá trị Pthu thu được từ mô hình và kết quả tính tay chênh lệch hơn 10%, cho thấy độ chính xác của mô hình cao Do đó, sinh viên sẽ sử dụng phần mềm SAFE2016 để kiểm tra phản lực đầu cọc của các móng còn lại.

5.8.8 Kiểm tra ổn định đất nền dưới đáy khối móng quy ước

5.8.8.1 Kích thước khối móng quy ước

Trong quá trình tính toán và kiểm tra ở trạng thái giới hạn II, tải trọng tiêu chuẩn được áp dụng với giả định móng cọc và đất được xem như móng quy ước, tương tự như móng nông trên nền thiên nhiên Độ lún của móng chủ yếu do nền dưới đáy khối quy ước gây ra, trong khi biến dạng của các cọc được bỏ qua.

Ma sát giữa mặt xung quanh cọc và đất giúp tải trọng của móng được phân bổ trên diện tích lớn hơn Tải trọng này bắt nguồn từ mép ngoài cọc tại đáy đài và tạo thành một góc nghiêng α, được tính toán theo công thức cụ thể.

• ϕtb: Góc ma sát trung bình của các lớp đất

- Diện tích khối móng qui ước được tính theo công thức, trong đó: o tb qu d c

Hình 5 11 Sơ đồ khối xác định khối móng qui ước

5.8.8.2 Áp lực tính toán tác dụng lên nền khối móng quy ước

- Áp lực tính toán tác dụng lên đất nền theo điều 4.6.9 TCVN 9362:2012:

II II II II tc

• ktc = 1.1 : Hệ số độ tin cậy, vì các đặc trưng tính toán lấy trực tiếp từ các bảng thống kê

• m1 = 1.2 : Hệ số điều kiện làm việc của đất nền (đặt móng tại lớp đất số 5) – đối với sét cứng có độ sệt IL < 0.5

• m2 = 1.0 : Hệ số điều kiện làm việc của công trình tác động qua lại với đất nền, phụ thuộc vào tỷ lệ kích thước công

• Chiều sâu đáy móng -44.300 m ứng với lớp đất thứ 5 có ϕ = 16 0 ,

• cII = 106.9 kN/m 2 : trị tính toán của lực dính đơn vị của đất nằm trực tiếp dưới đáy móng

• A, B, D: hệ số phụ thuộc vào góc ma sát trong nền được lấy theo bảng

14 phụ thuộc vào góc ma sát trong được xác định theo điều 4.3.1 đến 4.3.7 TCXD 9362-2012

Tra bảng trên ta được:

• γII: Dung trọng lớp đất từ đáy khối móng qui ước trở xuống:

• γII’: Dung trọng các lớp đất từ đáy khối móng qui ước trở lên

5.8.8.3 Trọng lượng khối móng qui ước

- Khối lượng đất trong khối móng quy ước:

- Khối lượng cọc và đài bê tông: d ,c d coc coc bt

- Khối lượng đất bị cọc và đài chiếm chổ: dat (d ,c d coc coc II

- Trọng lượng khối móng qui ước: qu d d ,c dat ( d ,c )

5.8.8.4 Kiểm tra điều kiện làm việc đàn hồi của các lớp đất dưới móng khối qui ước

- Tải trọng qui về đáy khối móng qui ước

- Kiểm tra với giá trị tải tiêu chuẩn ứng với tổ hợp: N tc max , M tc x , M tc y , Q tc x , tc

- Lực dọc tiêu chuẩn tác dụng tại đáy khối móng qui ước: tc tc qu qu

N =N +W 44.306 35780.3 44024.6(kN)+ - Moment tiêu chuẩn tại tâm đáy khối móng quy ước: tc tc tc x ox d oy

M =M +h Q 88 1.5 150.8 242.08(kNm)+ × ∑ tc tc tc y oy d ox

- Độ lệch tâm: tc tc x x tc e M 0.005(m)

= N - Ứng suất tại đáy khối móng quy ước:

• tc tc 2 tb qu p N 434.17 (kN / m )

• tc tc tc qu y tc x 2 max qu qu qu

• tc tc tc qu y tc x 2 min qu qu qu

- Điều kiện để nền ổn định: tc 2 tc 2 tb II tc 2 tc 2 max tc 2 min

- Vậy nền đáy móng khối quy ước thỏa điều kiện về ổn định

- Kiểm tra với các tổ hợp còn lại ta cũng cho được giá trị thỏa mãn các điều kiện

5.8.9 Kiểm tra độ lún cho móng

- Độ lún của móng cọc được xem như độ lún của khối móng quy ước

Chia lớp đất dưới mũi cọc thành nhiều phân lớp có độ dày 1m để tính toán ứng suất gây lún Tiến hành tính toán cho đến khi đạt điều kiện σi bt ≥ 5 σi gl, đây là vị trí dừng tính lún.

• Áp lực bản thân đất nền của đáy khối móng quy ước: bt qu 2 qu

• Áp lực gây lún ở đáy khối móng quy ước: gl tc bt 2 tb 434.1

353 4.34 5 81.17 σ = = < σ , cần kiểm tra lún cho móng

- Phụ lục C TCVN 9362:2012, trong mỗi lớp phân tố thứ i tính độ lún theo công thức sau: n i i gl i z i

• β : hệ số phụ thuộc vào hệ số không nở hông của lớp đất, hệ số không thứ nguyên β =0.8

• E 0i : Modul biếng dạng lớp đất thứ i

• σ gl z : Ứng suất gây lún tại độ sâu z, σ = gl z K 0 z 0 σ gl =

• K0 : Hệ số ứng suất trên trục qua tâm diện truyền tải hình chữ nhật do tải trọng thẳng đứng phân bố đều

- Lập bảng tính toán ổn định của nền móng M22 (bảng 5.22)

- Theo Phụ lục E TCVN 10304:2014, độ lún tuyệt đối S gh = 10cm

→ Độ lún: S 2.031cm S= < gh cm Thỏa mãn yêu cầu độ lún

B ản g 5 2 0 T ín h to án ổ n đ ịn h củ a nề n m ón g M 22 Ph ân t ố Đ iể m z( m ) z/ b K 0 σ gl (k Pa ) σ b t (k Pa ) E( kN /m 2 ) S i (c m ) σ b t /σ gl 1 0 0 0 1 81 1 7 35 2 86 94 20 0 69 1 4 3 1 1 0 09 93 0 98 79 7 2 36 3 86 4 6 2 1 1 0 09 93 0 98 79 7 2 36 3 86 94 20 0 67 7 4 6 2 2 0 19 86 0 96 78 1 1 37 4 86 4 8 3 2 2 0 19 86 0 96 78 1 1 37 4 86 94 20 0 66 3 4 8 3 3 0 29 79 0 88 71 7 1 38 5 66 5 4 TỔ N G Đ Ộ L Ú N C Ủ A K H Ố I M Ó N G Q U Y Ư Ớ C 2 03 1

- Với chiều cao đài hd = 1.5 m thì tháp chọc thủng như hình vẽ (hình 5.12)

Ta thấy các cọc đều nằm trong tháp chọc thủng nên không cần phải kiểm tra điều kiện chọc thủng

Hình 5.10 Tháp xuyên thủng trong đài móng M22

5.8.11 Tính toán cốt thép đài cọc

Để đảm bảo khả năng chịu uốn của đài móng dưới tác dụng của phản lực đầu cọc, cốt thép tính toán cho đài móng cần được thiết kế hợp lý, coi đài như một cấu trúc cố định gắn vào mép cột với giả thiết đài có độ cứng tuyệt đối.

- Tính toán với tổ hợp tính toán Nmax, Mxtư, Mytư, Qxtư, Qytư

- Momen tại ngàm do phản lực các đầu cọc gây ra với giá trị: n i i i 1

• di : khoảng cách từ tâm cọc thứ i đến mặt ngàm

• Pi : phản lực đầu cọc thứ i

- Diện tích cốt thép tính theo công thức : b b o m 2 s b b o s

5.8.11.1 Tính cốt thép đặt theo phương x

- Cắt dãy Strip 1.5 m theo phương x, ta được:

- Diện tích cốt thép được tính theo công thức: b b o 2 s s

- Khoảng cách 2 thanh thép là 134mm

5.8.11.2 Tính cốt thép đặt theo phương y

- Cắt dãy Strip 1.5 m theo phương y, ta được:

Hình 5 12 Giá trị Strip moment theo phương X (bên trái) và phương Y (bên phải )

Sử dụng giá trị Q tt max = 31.27 2 + 116.25 2 0.38(kN) từ tổ hợp Comb1 để kiểm tra điều kiện cân bằng áp lực ngang đáy đài, áp dụng công thức thực nghiệm Bề rộng đài được sơ bộ chọn là 3.5m.

• Bđ: Cạnh của đáy đài theo phương thẳng góc với tải ngang Q o 0 f

Df thỏa mãn điều kiện cân bằng áp lực ngang cho phép chúng ta tính toán móng với giả thiết rằng tải ngang hoàn toàn do lớp đất trên đáy đài tiếp nhận.

Sức chịu tải của cọc đơn là chỉ số quan trọng, nhưng khi cọc hoạt động trong đài, sức chịu tải này sẽ giảm do hiệu ứng nhóm cọc.

• Chọn s 3d 3 700 2100(mm)= = × - Khoảng cách từ mép cọc đến mép đài: d d 700 700 a 233 350

F L B= =5.6 3.5 19.6(m )× 5.9.4 Kiểm tra cọc làm việc theo nhóm

Theo quy định tại mục 3.9.3 TCXD 205:1998, hiệu ứng nhóm cọc ảnh hưởng đến sức chịu tải của cọc do sự tương tác giữa các cọc trong nhóm, dẫn đến hiện tượng chùng ứng suất Do đó, sức chịu tải của cọc trong nhóm sẽ thấp hơn so với cọc đơn.

- Chuyển các ngoại lực tác dụng về đáy đài tại trọng tâm nhóm cọc (trường hợp này trùng với trọng tâm đài)

• ∑M tt x =M ox tt +h Q d tt oy = −274.03(kN.m)

• ∑M tt y =M tt oy +h Q d tt ox = −27.367(kN.m)

Hình 5 14 Phản lực đầu cọc M23 trong mô hình safe

Bảng 5 22 Giá trị phản lực đầu cọc M23

- Kết luận: Không có cọc nào trong móng chịu nhổ Tương tự kiểm tra với hai nội lực còn lại

Trong quá trình tính toán và kiểm tra, trạng thái giới hạn II được áp dụng, sử dụng tải trọng tiêu chuẩn Móng cọc và đất được xem như móng quy ước, coi nó như móng nông trên nền tự nhiên Độ lún của móng chủ yếu do nền dưới đáy khối quy ước gây ra, trong khi biến dạng của các cọc được bỏ qua.

Ma sát giữa bề mặt cọc và đất giúp phân bố tải trọng của móng trên một diện tích rộng hơn Tải trọng này được truyền từ mép ngoài của cọc tại đáy đài và nghiêng một góc α, được tính toán theo các công thức cụ thể.

- Diện tích khối móng qui ước được tính theo công thức, trong đó: qu d c tb

II II II II tc

• m1 = 1.2 : Hệ số điều kiện làm việc của đất nền (đặt móng tại lớp đất số 5) – đối với sét cứng có độ sệt IL < 0.5 α=ϕ tb 4

- Khối lượng đất bị cọc và đài chiếm chổ: dat ( d ,c d coc coc II

- Trọng lượng khối móng qui ước: qu d d ,c dat (d ,c )

- Kiểm tra với giá trị tải tiêu chuẩn ứng với tổ hợp: N tc max , M tc x , M tc y , Q tc x , Q tc y

- Lực dọc tiêu chuẩn tác dụng tại đáy khối móng qui ước:

- Moment tiêu chuẩn tại tâm đáy khối móng quy ước: tc tc tc x ox d oy

∑ tc tc tc y oy d ox

• tc tc 2 tb qu p N 459.3 (kN / m )

Chia lớp đất dưới mũi cọc thành nhiều phân lớp có chiều dày 1m để tính toán ứng suất gây lún Điều kiện cần thỏa mãn là ứng suất bình thường σi bt phải lớn hơn hoặc bằng 5 lần ứng suất giới hạn σi gl, từ đó xác định vị trí ngừng tính lún.

- Áp lực bản thân đất nền của đáy khối móng quy ước: bt qu 2 qu

A 122.55 σ = = - Áp lực gây lún ở đáy khối móng quy ước: gl tc bt 2

4.49 5 78.96 σ = = < σ , cần kiểm tra lún cho móng

= β ×∑ = σ β : hệ số phụ thuộc vào hệ số không nở hông của lớp đất, hệ số không thứ nguyên β = 0.8

E0i : Modul biếng dạng lớp đất thứ i gl z σ : Ứng suất gây lún tại độ sâu z, σ = gl z K 0 z 0 σ gl = bt z σ : σ = σ + bt z bt z ∑ γ i i h

K0 : Hệ số ứng suất trên trục qua tâm diện truyền tải hình chữ nhật do tải trọng thẳng đứng phân bố đều

- Theo Phụ lục E TCVN 10304:2014, độ lún tuyệt đối S gh = 10 cm

→ Thỏa mãn yêu cầu độ lún

- Kiểm tra chuyển vị lún tương đối giữa M22 và M23

Hình 5 15 Mặt bằng bố trí đài móng M22&M23

Thỏa mãn điều kiện độ lún lệch tương đối giữa hai khối móng

(Theo Bảng 16 – TCVN 9362-2012 Tiêu chuẩn thiết kế nền nhà và công trình )

B ản g 5 2 3 T ín h to án ổ n đ ịn h củ a nề n m ón g M 23 Ph ân t ố Đ iể m z( m ) z/ b K 0 σ gl (k Pa ) σ bt (k Pa ) E( kN /m 2 ) S i (c m ) σ bt /σ gl 1 0 0 0 1 10 4 08 35 5 22 94 20 0 88 4 3 4 1 1 0 09 93 0 99 10 2 53 36 6 22 3 6 2 1 1 0 09 93 0 99 10 2 53 36 6 22 94 20 0 87 1 3 6 2 2 0 19 86 0 97 10 0 98 37 7 22 3 7 3 2 2 0 19 86 0 97 10 0 98 37 7 22 94 20 0 85 8 3 7 3 3 0 29 79 0 90 93 8 7 38 8 02 4 1 4 3 3 0 29 79 0 90 93 8 7 38 8 02 94 20 0 79 7 4 1 4 4 0 39 72 0 83 86 6 8 39 8 82 4 6 TỔ N G Đ Ộ L Ú N C Ủ A K H Ố I M Ó N G 3 41

Ta thấy các cọc 2, 5 nằm trong tháp chọc thủng Còn các cọc 1, 3, 4, 6 nằm ngoài tháp chọc thủng nên cần kiểm tra xuyên thủng

- Điều kiện chống xuyên thủng: P xt ≤P cx

Lực xuyên thủng Pxt được tính bằng công thức Pxt = Ntt − ∑ Pi, trong đó Pi là phản lực của các cọc trong tháp xuyên thủng Để đảm bảo an toàn, chỉ xem xét phản lực đầu cọc do lực dọc gây ra, không tính đến moment, lực ngang, trọng lượng của bản thân đài và đất nền trên đài Hệ số vượt tải được sử dụng là n = 0.9.

• P cx = αR u h bt m 0 : Lực chống xuyên thủng

Trong đó: α: Hệ số lấy bằng 1, ứng với bê tông nặng

Rbt: Cường độ chiu kéo của bê tông, B25, Rbt = 1.05 Mpa um : Giá trị trung bình của chu vi đáy trên và đáy dưới tháp nén thủng m c c o u =2(h +b +2h ) 2 (0.7 0.9 2 1.25) 8.2m= × + + × cx bt m 0 xt

- Vậy thoả điều kiện chống xuyên thủng đài cọc

Hình 5 16 Tháp xuyên thủng trong đài móng M23

Cốt thép được tính toán cho đài móng nhằm đảm bảo khả năng chịu uốn dưới tác động của phản lực đầu cọc, với giả thiết rằng đài hoạt động như một consol gắn vào mép cột và có độ cứng tuyệt đối.

M (kN.m) h o A s (cm 2 ) n khoảng cách A schon x 2879 1.45 0.0271 0.027 56.57 29 16 125 58.28 y 1344 1.45 0.0126 0.013 43.58 22 16 267 44.21

- Vậy bố trí thép đài d16@120 theo phương x và d16@250 theo phương y

Hình 5 17 Giá trị Strip moment theo phương X (bên trái) và phương Y (bên phải)

Sử dụng Q max tt = 44.93 110.64 2 + 2 9.42(kN) từ tổ hợp Comb1 để kiểm tra điều kiện cân bằng áp lực ngang đáy đài, áp dụng công thức thực nghiệm Bề rộng đài sơ bộ được chọn là 3.5m.

Df thỏa điều kiện cân bằng áp lực ngang, cho phép tính toán móng với giả thiết rằng tải ngang hoàn toàn do lớp đất trên đáy đài tiếp nhận.

- Số lượng cọc sơ bộ: c tt o aTK

Sức chịu tải của cọc đơn sẽ giảm khi cọc làm việc trong đài, do ảnh hưởng của hiệu ứng nhóm cọc.

F L B 5.6 3.5 19.6(m )= = × 5.10.4 Kiểm tra cọc làm việc theo nhóm

Theo quy định tại mục 3.9.3 của TCXD 205:1998, hiệu ứng nhóm cọc ảnh hưởng đến sức chịu tải của cọc do sự tương tác giữa các cọc trong nhóm, dẫn đến hiện tượng chùng ứng suất Do đó, sức chịu tải của các cọc trong nhóm sẽ thấp hơn so với sức chịu tải của cọc đơn.

- Sức chịu tải của nhóm cọc: tt n h c aTK

• ∑ M tt x = M ox tt + h Q d oy tt = − 267.73(kN.m)

• ∑M tt y =M tt oy +h Q d ox tt = −36.6(kN.m)

Hình 5 19 Phản lực đầu cọc M27 trong safe Bảng 5 25 Giá trị phản lực đầu cọc M27

- Kết luận: Không có cọc nào trong móng chịu nhổ.Tương tự kiểm tra với hai cặp nội lực còn lại

Việc tính toán và kiểm tra trong trạng thái giới hạn II sử dụng tải trọng tiêu chuẩn, với móng cọc và đất được xem như móng quy ước, tương tự như móng nông trên nền tự nhiên Độ lún của móng chủ yếu do nền dưới đáy khối quy ước gây ra, trong khi biến dạng của các cọc được bỏ qua.

Ma sát giữa mặt xung quanh cọc và đất giúp tải trọng của móng được phân bổ trên diện tích rộng hơn Tải trọng này bắt nguồn từ mép ngoài cọc tại đáy đài và nghiêng một góc α, được tính toán theo các phương pháp kỹ thuật cụ thể.

- Diện tích khối móng qui ước được tính theo công thức, trong đó: tb qu d c

II II II II tc

→ 5.10.6.3 Trọng lượng khối móng qui ước

• tc tc 2 tb qu p N 459.1 (kN / m )

Chia lớp đất dưới mũi cọc thành nhiều phân lớp có chiều dày 1m, cần tính ứng suất gây lún cho đến khi đạt điều kiện σi bt ≥ 5 σi gl, xác định vị trí ngừng tính lún.

- Áp lực gây lún ở đáy khối móng quy ước: gl tc bt 2

3.42 5 103.88 σ = = < σ , cần kiểm tra lún cho móng

131 β : hệ số phụ thuộc vào hệ số không nở hông của lớp đất, hệ số không thứ nguyên β = 0.8

E0i : Modul biếng dạng lớp đất thứ i gl z σ : Ứng suất gây lún tại độ sâu z, σ = gl z K 0 z 0 σ gl = bt z σ : σ = σ + bt z bt z ∑ γ i i h

- Theo Phụ lục E TCVN 10304:2014, độ lún tuyệt đối S gh cm

→ Độ lún: S 4.138cm S= < gh cm

B ản g 5 2 6 T ín h to án ổ n đị n h củ a nề n m ón g M 27 Ph ân t ố Đ iể m z( m ) z/ b K 0 σ gl (k Pa ) σ b t (k Pa ) E( kN /m 2 ) S i (c m ) σ b t /σ gl 1 0 0 0 1 10 3 88 35 5 22 94 20 0 88 2 3 4 1 1 0 09 93 0 99 10 2 34 36 6 22 3 6 2 1 1 0 09 93 0 99 10 2 34 36 6 22 94 20 0 86 9 3 6 2 2 0 19 86 0 97 10 0 79 37 7 22 3 7 3 2 2 0 19 86 0 97 10 0 79 37 7 22 94 20 0 85 6 3 7 3 3 0 29 79 0 90 93 6 9 38 8 02 4 1 4 3 3 0 29 79 0 90 93 6 9 38 8 02 94 20 0 79 6 4 1 4 4 0 39 72 0 83 86 5 1 39 8 82 4 6 5 4 4 0 39 72 0 83 86 5 1 39 8 82 94 20 0 73 5 4 6 5 5 0 49 65 0 74 77 3 1 40 9 62 5 3 TỔ N G Đ Ộ L Ú N C Ủ A K H Ố I M Ó N G M 27 4 13 8

Pxt, hay lực xuyên thủng, được tính theo công thức Pxt = Ntt - ∑Pi, trong đó Pi là phản lực của các cọc trong tháp xuyên thủng Để đảm bảo an toàn, phản lực đầu cọc chỉ xem xét lực dọc mà không tính đến moment, lực ngang, trọng lượng bản thân đài và đất nền trên đài Hệ số vượt tải được sử dụng là n = 0.9.

Cốt thép tính toán cho đài móng là yếu tố quan trọng để đảm bảo khả năng chịu uốn của đài dưới tác dụng của phản lực đầu cọc Đài được xem như một cấu trúc consol ngàm vào mép cột, với giả thiết rằng đài có độ cứng tuyệt đối.

M (kN.m) h o A s (cm 2 ) n khoảng cách A schon x 3458.9 1.45 0.0325 0.033 69.14 35 16 100 70.34 y 1804.49 1.45 0.017 0.017 35.62 18 16 311 36.17

- Vậy bố trí d16@100 theo phương x và d16@300 theo phương y

Hình 5.17 Giá trị Strip moment theo phương X (bên trái) và phương Y (bên phải)

Sử dụng giá trị Q tt max = 2.8008 2 + 151.82 2 1.85(kN) từ tổ hợp Comb1 để kiểm tra điều kiện cân bằng áp lực ngang đáy đài, áp dụng công thức thực nghiệm Bề rộng đài sơ bộ được chọn là 3.5m.

• Bđ: Cạnh của đáy đài theo phương thẳng góc với tải ngang Q

Df thỏa mãn điều kiện cân bằng áp lực ngang, cho phép tính toán móng với giả thiết rằng tải ngang hoàn toàn do lớp đất trên đáy đài tiếp nhận.

Sức chịu tải của cọc đơn là một yếu tố quan trọng, tuy nhiên khi cọc hoạt động trong đài, sức chịu tải sẽ bị giảm do ảnh hưởng của hiệu ứng nhóm cọc.

- Khoảng cách từ mép cọc đến mép đài: d d 700 700 a 233 350

F =L B =5.6 3.5 19.6(m )× 5.11.4 Kiểm tra cọc làm việc theo nhóm

Theo quy định tại mục 3.9.3 TCXD 205:1998, hiệu ứng nhóm cọc ảnh hưởng đến sức chịu tải của cọc do sự tương tác giữa các cọc trong nhóm Hiện tượng chùng ứng suất dẫn đến sức chịu tải của cọc trong nhóm thấp hơn so với cọc đơn lẻ.

- Sức chịu tải của nhóm cọc: tt n h c aTK

• ∑M tt x=Mox tt +h Qd tt oy= −294.94(kN.m)

• ∑M tt y =M tt oy +h Q d ox tt =−9.015(kN.m)

Hình 5 22 Giá trị phản lực đầu cọc M26 trong Safe Bảng 5 28 Giá trị phản lực đầu cọc M26

- Kết luận: Không có cọc nào trong móng chịu nhổ.Tương tự tính với hai tổ hợp còn lại

Tính toán và kiểm tra được thực hiện theo trạng thái giới hạn II, sử dụng tải trọng tiêu chuẩn Móng cọc và đất được xem như móng quy ước, tương tự như móng nông trên nền thiên nhiên Độ lún của móng trong quá trình này là một yếu tố quan trọng cần được xem xét kỹ lưỡng.

139 trường hợp này là do nền dưới đáy khối quy ước gây ra còn biến dạng của bản thân các cọc được bỏ qua

Ma sát giữa mặt xung quanh cọc và đất giúp tải trọng của móng được phân bố trên một diện tích lớn hơn Tải trọng này bắt nguồn từ mép ngoài của cọc tại đáy đài và nghiêng một góc α, được tính toán theo các công thức cụ thể.

II II II II tc

→ 5.11.6.3 Trọng lượng khối móng qui ước

141 tc tc tc y oy d ox

• tc tc 2 tb qu p N 465.3 (kN / m )

Chia lớp đất dưới mũi cọc thành nhiều phân lớp với chiều dày 1m Tính toán ứng suất gây lún cho đến khi đạt điều kiện σi bt ≥ 5 σi gl, xác định vị trí dừng tính lún.

- Áp lực gây lún ở đáy khối móng quy ước: gl tc bt 2

357.84 3.33 5 107.46 σ = = < σ , cần kiểm tra lún cho móng

= β ×∑ = σ β : hệ số phụ thuộc vào hệ số không nở hông của lớp đất, hệ số không thứ nguyên β = 0.8

E0i : Modul biếng dạng lớp đất thứ i gl z σ : Ứng suất gây lún tại độ sâu z, σ = gl z K 0 z 0 σ gl = bt z σ : σ = σ + γ bt z bt z ∑ i i h

- Theo Phụ lục E TCVN 10304:2014, độ lún tuyệt đối S gh cm

B ản g 5 2 9 T ín h to án ổ n đị n h củ a nề n m ón g M 26 Ph ân t ố Đ iể m z( m ) z/ b K 0 σ gl (k Pa ) σ b t (k Pa ) E( kN /m 2 ) S i (c m ) σ b t /σ gl 1 0 0 0 1 10 7 46 35 7 84 94 20 0 91 3 3 3 1 1 0 09 93 0 99 10 5 86 36 8 84 3 5 2 1 1 0 09 93 0 99 10 5 86 36 8 84 94 20 0 89 9 3 5 2 2 0 19 86 0 97 10 4 26 37 9 84 3 6 3 2 2 0 19 86 0 97 10 4 26 37 9 84 94 20 0 88 5 3 6 3 3 0 29 79 0 90 96 9 2 39 0 64 4 0 4 3 3 0 29 79 0 90 96 9 2 39 0 64 94 20 0 82 3 4 0 4 4 0 39 72 0 83 89 4 9 40 1 44 4 5 5 4 4 0 39 72 0 83 89 4 9 40 1 44 94 20 0 76 0 4 5 5 5 0 49 65 0 74 79 9 7 41 2 24 5 2 TỔ N G Đ Ộ L Ú N C Ủ A K H Ố I M Ó N G M 26 4 28

Lực xuyên thủng Pxt được xác định theo công thức Pxt = Ntt − ∑Pi, trong đó Pi là phản lực của các cọc trong tháp xuyên thủng Để đảm bảo an toàn, phản lực đầu cọc chỉ xem xét do lực dọc gây ra, không tính đến moment, lực ngang, trọng lượng bản thân đài và đất nền trên đài Hệ số vượt tải được sử dụng là n = 0.9.

Cốt thép tính toán cho đài móng là yếu tố quan trọng để đảm bảo khả năng chịu uốn của đài dưới tác động của phản lực đầu cọc Đài được xem như một cấu trúc consol ngàm vào mép cột, với giả thiết rằng đài có độ cứng tuyệt đối.

M (kN.m) h o A s (cm 2 ) n khoảng cách A schon x 3034.13 1.45 0.0285 0.029 60.76 31 16 117 62.3 y 1459.36 1.45 0.0137 0.014 46.18 23 16 255 46.22

- Vậy chọn d16@110 theo phương x và d16@250 theo phương y

5.12 TÍNH TOÁN MÓNG LÕI CỨNG

Bảng 5 30 Tổ hợp tải trọng tính toán móng lõi thang

Để kiểm tra điều kiện cân bằng áp lực ngang đáy đài, sử dụng giá trị Q tt max = 838.9 2 + 3686.57 2 780.81(kN) từ tổ hợp Comb1 Sơ bộ chọn bề rộng đài là 3.5m.

Df thỏa mãn điều kiện cân bằng áp lực ngang, cho phép chúng ta tính toán móng dựa trên giả thiết rằng tải ngang hoàn toàn được lớp đất trên đáy đài tiếp nhận.

- Số lượng cọc sơ bộ: c tt o aTK

Sức chịu tải của cọc đơn sẽ giảm khi cọc làm việc trong đài do hiệu ứng nhóm cọc.

F B L= (.7 11.9 341.53(m )× 5.12.4 Kiểm tra cọc làm việc theo nhóm

Theo quy định tại mục 3.9.3 TCXD 205:1998, hiệu ứng nhóm cọc ảnh hưởng đến sức chịu tải của cọc do sự tương tác giữa các cọc trong nhóm, dẫn đến hiện tượng chùng ứng suất Kết quả là sức chịu tải của cọc trong nhóm sẽ thấp hơn so với sức chịu tải của cọc đơn.

- Sức chịu tải của nhóm cọc: tt nh c aTK d

Q =ηn Q #4158(kN) N> +W 188497(kN)- Vậy thoả điều kiện sức chịu tải của nhóm cọc

- Kiểm tra phản lực đầu cọc lõi thang bằng phần mềm Safe 2016, ta được

STT Point Fz STT Point Fz STT Point Fz

Bảng 5 31 Giá trị phản lực đầu cọc M28

- Kết luận: Không có cọc nào trong móng chịu nhổ.Tương tự tính với hai tổ hợp còn lại

5.12.5.2 Kiểm tra phản lực đầu cọc với các tổ hợp còn lại:

- Không có cọc nào trong móng chịu nhổ

Việc tính toán và kiểm tra được thực hiện ở trạng thái giới hạn II, sử dụng tải trọng tiêu chuẩn Móng cọc và đất được coi như móng quy ước, tương tự như móng nông trên nền thiên nhiên Trong trường hợp này, độ lún của móng chủ yếu do nền dưới đáy khối quy ước gây ra, trong khi biến dạng của các cọc được bỏ qua.

Ma sát giữa bề mặt cọc và đất giúp tải trọng của móng được phân bố trên diện tích lớn hơn Tải trọng này bắt đầu từ mép ngoài của cọc tại đáy đài và nghiêng một góc α, được tính toán theo công thức cụ thể.

II II II II tc

• Chiều sâu đáy móng -44.05 m ứng với lớp đất thứ 5 có ϕ = 15.16 0 ,

• cII = 110 kN/m 2 : trị tính toán của lực dính đơn vị của đất nằm trực tiếp dưới đáy móng

- Khối lượng đất bị cọc và đài chiếm chổ: dat (d ,c d coc coc II

- Trọng lượng khối móng qui ước: qu d d ,c dat (d ,c)

• tc tc 2 tb qu p N 608.56 (kN / m )

CƠ SỞ TÍNH TOÁN

Móng cọc được quan niệm là móng cọc đài thấp, việc thiết kế chấp nhận một số giả thiết sau:

• Đài cọc xem như tuyệt đối cứng khi tính toán lực truyền xuống cọc

Tải trọng của công trình được truyền xuống các cọc thông qua đài cọc, mà không trực tiếp tác động lên phần đất nằm giữa các cọc tại mặt tiếp giáp.

5.14.2 Đặc điểm cọc khoan nhồi

- Cọc khoan nhồi là loại cọc được đúc bê tông tại chỗ vào trong lỗ trống được đào hoặc khoan trong lòng đất, tiết diện ngang là tròn

Cọc khoan nhồi có khả năng chịu tải trọng lớn, với sức chịu tải có thể lên đến hàng ngàn tấn, rất phù hợp cho các công trình nhà ở cao tầng và những công trình có tải trọng lớn.

Công nghệ xây dựng hiện đại ít gây ảnh hưởng chấn động đến các công trình xung quanh, rất phù hợp cho việc xây chen trong các đô thị lớn, đồng thời khắc phục hiệu quả những nhược điểm trong điều kiện thi công hiện nay.

Cọc khoan nhồi hiện nay có khả năng mở rộng đường kính và chiều dài, với đường kính từ 600 đến 2500mm hoặc lớn hơn, đáp ứng nhu cầu xây dựng đa dạng.

Công nghệ thi công đổ bêtông dưới nước có áp đòi hỏi kỹ thuật cao để ngăn ngừa hiện tượng phân tầng, như lỗ hổng trong bêtông Điều này đặc biệt quan trọng khi xử lý các dòng thấm lớn hoặc khi thi công qua các lớp đất yếu dày, bao gồm các loại bùn, hạt cát nhỏ và bụi bão hòa thấm nước.

Khối lượng bê tông có thể bị thất thoát trong quá trình thi công nếu thành lỗ khoan không đảm bảo, dẫn đến nguy cơ sập hố khoan trước khi đổ bê tông Điều này ảnh hưởng tiêu cực đến chất lượng thi công cọc.

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

- Móng công trình được tính toán theo giá trị nội lực nguy hiểm nhất có kể đến sàn hầm truyền xuống chân cột, bao gồm:

Sinh viên cần tính toán dựa trên một trong hai tổ hợp (Nmax, Mtư và Qtư) hoặc (Mmax, Ntư và Qtư) tùy thuộc vào số liệu có sẵn Sau khi hoàn tất, họ nên kiểm tra kết quả với tổ hợp còn lại để đảm bảo tính chính xác.

CẤU TẠO CỌC VÀ ĐÀI CỌC

Sinh viên đã chọn sức chịu tải thiết kế theo lõi thang, do đó cao độ tính toán móng từ lõi cứng (-1.75m) so với móng cột Vì vậy, sinh viên sử dụng tải thiết kế của lõi cứng để thực hiện tính toán cho cột theo mục 5.12.

- Trong đồ án sinh viên chọn đường kính cọc d00mm phù hợp với điều kiện đất nền và khả năng thi công cọc khoan nhồi hiện nay

- Chiều dài cọc thực tế: Ltinhtoan = 40 – 0.15 – 0.6 = 39.25 m

Với đầu ngàm vào đài là 0.15 m và phần đập vào đầu cọc là 0.6 m

- Cốt thộp dọc chịu lực giả thiết là 30d28 cú As = 184.72 cm 2 , à = 0.9%

5.15.2 Các hệ số làm việc khi thiết kế móng cọc có xét đến tác dụng của tải trọng động đất

- Công trình thuộc động đất cấp 7 theo phụ lục I, Bảng I.1 TCVN 9386-2012:

Thiết kế công trình chịu động đất Và đất dưới mũi cọc khoan nhồi là đất sét trạng thái cứng Theo bảng I.1 – TCVN 205:1998, ta có:

- Xác định chiều sâu tính đổi hạ cọc trong đất Le

• K = 8000 kN/m 4 : hệ số tỷ lệ, được lấy theo bảng G.1, phụ lục G, TCXD

205: 1998 bằng cách nội suy và lấy trung bình các giá trị các lớp đất cọc đi qua

• bc : chiều dài quy ước của cọc, b = d + 1 = 1 + 1 = 2 m

• E b 2.5 1× 0 N / 6 k m 2 : mođun đàn hồi của bê tông cọc B30

= = = , moment quán tính tiết diện ngang của cọc:

- Ma sát bên cọc, fi trong khoảng giữa mặt đất đến độ sâu hu lấy bằng 0: u bd h = 4 5 m α

5.16 XÁC ĐỊNH SỨC CHỊU TẢI CỦA CỌC

Trong hầu hết các trường hợp, thiết kế thực tế của cọc thường là cọc chịu lực nén đúng tâm, do tải trọng từ công trình bên trên truyền xuống Vật liệu thường được sử dụng cho cọc là bê tông cốt thép Để tính toán, áp dụng công thức cho cấu kiện bê tông chịu nén đúng tâm theo tiêu chuẩn TCXD 195:1997.

- Và theo điều 7.1.9 TCVN 10304:2014 thì sức chịu tải vật liệu cọc được tính theo công thức sau: vl cb cb' u an a

Hệ số γcb = 0.85 theo TCVN 10304-2014 phản ánh điều kiện làm việc của bê tông, đặc biệt là trong quá trình đổ bê tông tại các khu vực chật hẹp như hố và ống vách.

• γcb’ = 0.7 – Hệ số kể đến điều kiện thi công (TCVN 10304-2014): thi công dưới huyền phù sét

• Ru – Cường độ tính toán của bê tông cọc nhồi

( Đối với cọc đổ bê tông dưới nước hoặc dung dịch sét)

(R: Mác thiết kế của bê tông R của B30 = 40MPa)

• A – Diện tích mặt cắt ngang cọc

• Ran – Cường độ tính toán cho phép của cốt thép

• Fa – Tổng diện tích cốt thép trong cọc

- Vậy sức chịu tải của vật liệu làm cọc là: vl cb cb' u c1 an a c2 vl

= × × × × + × × 5.16.2 Sức chịu tải của cọc theo chỉ tiêu cơ lý của đất nền

Cường độ sức kháng trung bình của lớp đất thứ “i” trên thân cọc được xác định theo bảng 3 TCVN 10304:2014 Để thực hiện, cần chia đất nền thành các lớp đồng nhất, với chiều dày mỗi lớp không vượt quá 2m.

Tra theo bảng 7 TCVN 10304:2014, cường độ sức kháng mũi qb với mũi nằm ở lớp đất dính (54.05m > 35m) là 2250 kN/m 2

Bề dày mỗi phân tố

Chiều sâu trung bình cuả lớp đất tính từ tầng hầm

- Sức chịu tải cọc cần tìm là:

Cường độ sức kháng của đất dưới mũi cọc (qb) được xác định bằng áp lực hiệu quả lớp phủ tại cao trình mũi cọc (q), trong đó qN' là ứng suất pháp hiệu quả theo phương đứng do đất gây ra.

Nq – Hệ số sức chịu tải của đất dưới mũi cọc (tra bảng G.1 TCVN 10304-2014) là đất cát hoặc có thể tra theo bảng tra của Meyerhof 1976

Bảng 5 36 Địa chất thân cọc tính từ đáy đài đến mũi cọc

Lớp Tên đất Dày (m) γ dn (kN/m 3 ) ϕ ( o ) c (kN/m 2 )

4 Cát bụi trạng thái chặt 22.65 10.9 30.35 12.2

6 Cát pha sét thái cứng 2.45 10.9 30.2 11.9

- Sau khi tra bảng ta có: N ' q E.72

2 qb E.72 526.83 24087 (kN / m )× • fi: Cường độ sức kháng trung bình của lớp thứ “i”

Đối với đất dính, cường độ sức kháng cắt không thoát nước của lớp đất thứ i trên thân cọc được tính theo công thức fi = α × Cu,i, trong đó Cu,i = 6.25N c,i = 6.25 × 38 × 237.5 (kPa) Hệ số α được xác định dựa trên biểu đồ trong Hình G.1 theo TCVN 10304 – 2014.

• fi = ×σ ×ki ' v tan( )ϕ đối với đất rời k i : hệ số áp lực ngang của đất lên cọc (tra bảng G.1 TCVN 10304-

2014) hoặc tính bằng công thức k 1 sin i = − ϕ i

' σ v : ứng suất pháp hiệu quả thẳng đứng tại giữa lớp đất ϕ : góc ma sát trong trung bình lớp đất thứ “i”

Bảng 5 37 Xác định thành phần kháng của đất lên thành cọc (theo chỉ tiêu cường độ đất nền)

- Sức chịu tải cực hạn của cọc cần tìm là: c1 c2 c b b

Trong thiết kế hiện nay, việc tính toán sức chịu tải của cọc thường dựa trên kết quả thí nghiệm xuyên tiêu chuẩn (SPT), sử dụng hai công thức chính là công thức Meyerhof và công thức của Viện Kiến trúc Nhật Bản Trong bài viết này, chúng ta sẽ tập trung vào việc áp dụng công thức của Viện Kiến trúc Nhật Bản để xác định sức chịu tải của cọc.

• qb0×Np :là cường độ sức kháng của đất dưới mũi cọc (đất rời)

• Np Chỉ số SPT trung bình trong khoảng 4d dưới và 1d trên

= 3 s i s i f N : đối với đất rời c,i p L u,i f = α f c : đối với đất dính

• cu,i : cường độ sức kháng cắt không thoát nước của lớp đất thứ i trên thân cọc cu,i =6.25Nc,i (kPa)

• α p là hệ số xác định theo trên biểu đồ Hình G.2 TCVN 10304-2014

• f L = 1: đối với cọc khoan nhồi

Chiều dài cọc nằm trong đất Chỉ số

Sức chịu tải của cọc khoan nhồi D = 1.0 (m) Kết quả SCT (kN)

Theo chỉ tiêu cơ lý đất nền - R 1 c,u 6489.9 Theo chỉ tiêu cường độ đất nền - R 2 c,u 25032

Theo Công thức Nhật Bản - R 3 c,u 12064

- Vì sinh viên chọn cọc khoan nhồi nên lấy sức chịu tải đặc trưng:

R = min P , R = 6489.9 (kN) Vì sinh viên chọn SCT theo chỉ tiêu cơ lý đất nền nên theo điều 7.1.11 TCVN 10304:2014 o c c,u n k

• γ o : hệ số điểu kiện làm việc, kể đến yếu tố tăng mức độ đồng nhất của nền đất khi sử dựng móng cọc, lấy bằng 1.15 trong móng nhiều cọc

• γ k : hệ số tin cậy theo đất : móng cọc đài thấp có đáy đài nằm trên lớp đất biến dạng lớn, số lượng cọc trong móng ít nhất 21 cọc

5.16.6 Kiểm tra điều kiện thử tải tĩnh của cọc

Với vlbd vl tk tk

- Vậy thỏa điều kiện thử tải tĩnh cọc

Các giá trị sức chịu tải của nền đất nêu trên là giá trị chịu tải cực hạn, cần tính toán với các hệ số như hệ số tinh cậy, hệ số tầm quan trọng của công trình và hệ số điều kiện làm việc của móng theo điều 7.1.11 TCVN 10304:2014 Những hệ số này yêu cầu giá trị tính toán thiết kế cọc phải nhỏ hơn giá trị tải cho phép của vật liệu, cho thấy việc sử dụng vật liệu và độ sâu cọc như vậy là hợp lý về kinh tế và khả năng chịu tải.

- Vậy giá trị sức chịu tải cực hạn của đất nền sử dụng trong tính toán móng đơn là: R tk = 4635 (kN)

Sử dụng giá trị Q max tt = 114.6254 2 + 173.413 2 7.87(kN) từ tổ hợp Comb1 để kiểm tra điều kiện cân bằng áp lực ngang đáy đài, áp dụng công thức thực nghiệm với bề rộng đài sơ bộ được chọn là 3.5m.

Df thỏa mãn điều kiện cân bằng áp lực ngang, cho phép tính toán móng với giả thiết rằng tải ngang hoàn toàn được lớp đất trên đáy đài tiếp nhận.

Sức chịu tải của cọc đơn sẽ giảm khi cọc hoạt động trong đài, do ảnh hưởng của hiệu ứng nhóm cọc.

• Chọn s 3d 3 1000 3000(mm)= = × - Khoảng cách từ mép cọc đến mép đài: d d 1000 1000 a 500 333.33

5.17.4 Kiểm tra cọc làm việc theo nhóm

Theo quy định tại Mục 3.9.3 TCXD 205: 1998, hiệu ứng nhóm cọc ảnh hưởng đến sức chịu tải của cọc do sự tương tác giữa các cọc trong nhóm Hiện tượng chùng ứng suất dẫn đến việc sức chịu tải của cọc trong nhóm thấp hơn so với cọc đơn lẻ.

W = γn F h =1.1 25 25 1.5 1031.25(kN)× × × - Chuyển các ngoại lực tác dụng về đáy đài tại trọng tâm nhóm cọc (trường hợp này trùng với trọng tâm đài)

• ∑M tt x =M tt ox +h Q d tt oy =−278.393(kN.m)

• ∑M tt y =M oy tt +h Q d ox tt r.654(kN.m)

- Tải trọng tác dụng lên cọc: tt tt tt y i x i tt i 2 2 i i

• xi, yi : khoảng cách từ tim cọc thứ i đến trục đi qua trọng tâm các cọc tại mặt phẳng đáy đài;

• : tổng moment tính toán đáy đài quay quanh trục x tại trọng tâm nhóm cọc;

• ∑ M tt y : tổng moment tính toán đáy đài quay quanh trục y tại trọng tâm nhóm cọc;

Bảng 5 41 Giá trị phản lực đầu cọc M22 (tính thủ công)

- Kết luận: Không có cọc nào trong móng chịu nhổ

5.17.5.2 Kiểm tra phản lực đầu cọc với các tổ hợp còn lại

- Không có cọc nào trong móng chịu nhổ tt

5.17.6 Kiểm tra lực tác dụng lên đầu cọc bằng phần mềm Safe2016

5.17.6.1 Các công thức tính toán độ cứng lò xo

- Xác định độ cứng lò xo: k N tt

- Theo điều 7.4.2 – TCVN 10304:2014, độ lún cọc đơn không mở rộng mũi cọc có thể tính theo

• N : tải trong thẳng đứng tác dụng lên cọc, tính bằng MN

• β : hệ số được xác định theo công thức

' 0.17ln(k G l/ G d)n 1 2 β = : hệ số ứng với cọc cứng tuyệt đối

' 0.17ln(k l / d)n α = : hệ số đối với nền đồng nhất đặt trưng G & 1 γ 1

G=0.4Eo (Eo là môdun biến dạng của đất)

EA χ =G l : hệ số độ cứng tương đối của cọc

5.17.6.2 Tính toán độ cứng lò xo cho cọc

- Độ cứng tương đối của cọc:

- Hệ số ứng với cọc cứng tuyệt đối:

- Hệ số đối với nền đồng nhất đặt trưng G & 1 γ 1 :

' 0.17ln(k L / d) 0.17ln(1.764 39.25/1) 0.72n ctt α = = × - Hệ số:

- Độ lún cọc đơn là:

5.17.6.3 Kiểm tra phản lực đầu cọc bằng Safe2016

Bước 1: Tạo độ cứng lò xo cho cọc

Hình 5 28 Độ cứng k cọc UST trong Safe

Bước 2: Gán độ cứng k cho mũi cọc và xuất kết quả phản lực đầu cọc

Hình 5 29 Phản lực đầu cọc C22 trong Safe

Bảng 5 42 Giá trị phản lực đầu cọc C22 (Safe tính)

• Kiểm tra tương tự cho tổ hợp còn lại ta cũng được tải trọng truyền xuống cọc đảm bảo không vượt quá sức chịu tải cho phép của cọc

• Không có cọc nào trong móng chịu nhổ

5.17.7 So sánh kết quả phản lực đầu cọc tính thủ công và Safe tính

Bảng 5 43 Tỷ lệ giữa tính bằng tay và tính bằng Safe2016

Tính thủ công Safe tính %

Giá trị Pthu thu được từ mô hình và kết quả tính tay có sự chênh lệch lớn hơn 10%, cho thấy độ chính xác cao của mô hình Do đó, sinh viên sẽ sử dụng phần mềm SAFE2016 để kiểm tra phản lực đầu cọc cho những móng còn lại.

Trong quá trình tính toán và kiểm tra, việc thực hiện ở trạng thái giới hạn II là cần thiết Tải trọng tiêu chuẩn được áp dụng, đồng thời móng cọc và đất được coi như móng quy ước, tương tự như móng nông trên nền thiên nhiên Độ lún của móng chủ yếu do nền dưới đáy khối quy ước gây ra, trong khi biến dạng của các cọc được bỏ qua.

Ma sát giữa bề mặt cọc và đất giúp tải trọng của móng được phân bố trên diện tích lớn hơn, bắt đầu từ mép ngoài cọc tại đáy đài và nghiêng một góc α.

- Diện tích khối móng qui ước được tính theo công thức, trong đó: o tb qu d c

II II II II tc

• m1 = 1.2 : Hệ số điều kiện làm việc của đất nền

• Chiều sâu đáy móng -54.05 m ứng với lớp đất thứ 6 có ϕ = 30 12 ' 0 ,

• cII = 110 kN/m 2 : trị tính toán của lực dính đơn vị của đất nằm trực tiếp dưới đáy móng

- Khối lượng đất bị cọc và đài chiếm chỗ: dat ( d ,c d coc coc II

- Trọng lượng khối móng qui ước: qu d d ,c dat ( d ,c )

N =N +W 44.306 72151 80395.3(kN)+ - Moment tiêu chuẩn tại tâm đáy khối móng quy ước: tc tc tc x ox d oy

M =M +h Q 88 1.5 150.8 242.08(kNm)+ × ∑ tc tc tc y oy d ox

• tc tc 2 tb qu p N 512.89(kN / m )

Chia lớp đất dưới mũi cọc thành nhiều phân lớp có chiều dày 1m Tính toán ứng suất gây lún cho đến khi đạt điều kiện σi bt ≥ 5 σi gl, để xác định vị trí ngừng tính lún.

• Áp lực bản thân đất nền của đáy khối móng quy ước: bt qu 2 qu

• Áp lực gây lún ở đáy khối móng quy ước: gl tc bt 2

8.51 5 σ = > σ , không cần kiểm tra lún cho móng

Ta thấy các cọc đều nằm trong tháp chọc thủng nên không cần phải kiểm tra điều kiện chọc thủng

Cốt thép được tính toán cho đài móng nhằm đảm bảo khả năng chịu uốn dưới tác dụng của phản lực đầu cọc, đồng thời xem đài hoạt động như một console ngàm vào mép cột với giả thiết rằng đài có độ cứng tuyệt đối.

Tính cốt thép đặt theo phương x

- Cắt dãy Strip 2 m theo phương x, ta được:

Tính cốt thép đặt theo phương y

- Cắt dãy Strip 2 m theo phương y, ta được:

BẢNG TỔNG HỢP THÉP CHO MÓNG CỌC BÊ TÔNG CỌC KHOAN NHỒI

Công trình được thiết kế làm cao ốc văn phòng với diện tích xây dựng 1467.5 m2 và chiều cao 88.8m Công trình bao gồm 3 tầng hầm, khối đế 4 tầng và khối tháp 16 tầng.

Giải pháp kết cấu cho công trình bao gồm khung vách, cột và sàn phẳng bằng bê tông cốt thép (BTCT) Đối với nền móng, có hai phương án được đề xuất là móng cọc khoan nhồi và cọc ép bê tông ly tâm ứng suất trước Luận văn sẽ trình bày chi tiết phần thuyết minh cùng với các bản vẽ minh họa.

Phần thuyết minh bao gồm:

- CHƯƠNG 1 TỔNG QUAN KIẾN TRÚC VÀ KẾT CẤU

- CHƯƠNG 2 TÍNH TOÁN – THIẾT KẾ SÀN ĐIỂN HÌNH

- CHƯƠNG 3 TÍNH TOÁN – THIẾT KẾ CẦU THANG

- CHƯƠNG 4 TÍNH TOÁN – THIẾT KẾ KHUNG

- CHƯƠNG 5 TÍNH TOÁN – THIẾT KẾ MÓNG.

THIẾT KẾ TƯỜNG VÂY DIAPHRAGM WALL

Tiêu đề	Cao Ốc Văn Phòng
Tác giả	Đỗ Hoàng Minh
Người hướng dẫn	TS. Lê Trung Kiên
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	2020
Thành phố	Tp. Hồ Chí Minh

Định dạng
Số trang	284
Dung lượng	49,47 MB

Cao ốc văn phòng

TỔNG QUAN KIẾN TRÚC VÀ KẾT CẤU

GIỚI THIỆU CÔNG TRÌNH

CÁC GIẢI PHÁP KIẾN TRÚC CỦA CÔNG TRÌNH

GIẢI PHÁP KỸ THUẬT KHÁC

LỰA CHỌN GIẢI PHÁP KẾT CẤU

TÍNH TOÁN – THIẾT KẾ SÀN ĐIỂN HÌNH

PHƯƠNG ÁN SÀN

TÍNH TOÁN – THIẾT KẾ CẦU THANG

CẤU TẠO CẦU THANG TẦNG ĐIỂN HÌNH

KÍCH THƯỚC SƠ BỘ CẦU THANG

TẢI TRỌNG

TÍNH TOÁN – THIẾT KẾ CẦU THANG

TÍNH TOÁN CỐT THÉP DẦM THANG (DẦM CHIẾU TỚI)

TÍNH TOÁN THÉP ĐAI CHO DẦM THANG (DẦM CHIẾU TỚI)

TÍNH TOÁN – THIẾT KẾ HỆ KHUNG

TẢI TRỌNG

TÍNH TOÁN – THIẾT KẾ CỘT

TÍNH TOÁN THIẾT KẾ MÓNG

GIỚI THIỆU CHUNG

ĐIỀU KIỆN ĐỊA CHẤT CÔNG TRÌNH

LỰA CHỌN GIẢI PHÁP MÓNG CHO CÔNG TRÌNH

CƠ SỞ TÍNH TOÁN

CẤU TẠO CỌC VÀ ĐÀI CỌC

XÁC ĐỊNH SỨC CHỊU TẢI CỦA CỌC CHO MÕNG LÕI CỨNG

TÍNH TOÁN MÓNG M22&M29

TÍNH TOÁN MÓNG M23&M28

TÍNH TOÁN MÓNG M24&M27

TÍNH TOÁN MÓNG M25&M26

CƠ SỞ TÍNH TOÁN

CẤU TẠO CỌC VÀ ĐÀI CỌC

TÍNH TOÁN MÓNG M22&M29

BẢNG TỔNG HỢP THÉP CHO MÓNG CỌC BÊ TÔNG CỌC KHOAN NHỒI

THIẾT KẾ TƯỜNG VÂY DIAPHRAGM WALL