Chung cư cao cấp lala land

TỔNG QUAN

GIỚI THIỆU CÔNG TRÌNH

- Công trình: Chung cư cao cấp LALA LAND

- Địa điểm: Quận 7, TP Hồ Chí Minh

- Công trình bao gồm 15 tầng điển hình, 1 tầng mái, 1 tầng hầm

- Diện tích sàn tầng điển hình

KIẾN TRÚC VÀ CÔNG NĂNG

- Bãi đổ xe được bố trí dưới tầng hầm công trình

Tầng trệt và tầng 1 có chiều cao 3.9m, được thiết kế cho các hoạt động thương mại dịch vụ và tiện ích kèm theo Các tầng còn lại sẽ được sử dụng làm căn hộ.

Để tạo nên một công trình kiến trúc ấn tượng, việc tổ chức hình khối mạnh mẽ và hài hòa là rất quan trọng Điều này nên được thực hiện dựa trên một khối đế vững chắc, được xây ốp bằng đá granite màu đậm, nhằm đảm bảo sự bền vững và thẩm mỹ cho toàn bộ thiết kế.

- Công trình chung cư có diện tích đất xây dựng: 1350 m 2

- Tổng chiều cao công trình so với nền

TỔNG QUAN KẾT CẤU

Các giải pháp kết cấu BTCT toàn khối phổ biến trong các nhà cao tầng bao gồm hệ khung, hệ tường chịu lực, hệ khung – vách hỗn hợp, hệ hình ống và hệ hình hộp Việc lựa chọn hệ kết cấu hợp lý cho công trình giúp giảm giá thành xây dựng, đồng thời đảm bảo độ cứng, độ bền và kiểm soát chuyển vị tại đỉnh công trình Sự lựa chọn này phụ thuộc vào các điều kiện cụ thể như công năng sử dụng, chiều cao của nhà và tải trọng ngang từ động đất hoặc gió.

Hệ kết cấu của công trình được thiết kế theo kiểu khung – vách lõi cứng, với hệ thống cột và vách được bố trí xung quanh nhà Bước nhịp lớn nhất trong thiết kế này là 9m theo phương ngang.

Hệ lõi của tòa nhà cao 8m theo phương dọc bao gồm hai lõi cứng, trong đó có thang máy, được thiết kế để phục vụ giao thông theo phương đứng, lối thoát hiểm, khu vệ sinh và hộp kỹ thuật.

- Chung cư LALA Land được sử dụng hệ chịu lực chính là hệ kết cấu chịu lực khung đồng thời kết hợp với lõi cứng

TÍNH TOÁN THIẾT KẾ SÀN

TIÊU CHUẨN VÀ PHẦN MỀM TÍNH TOÁN

 Tiêu chuẩn Việt Nam: TCVN 5574 - 2012

MẶT BẰNG SÀN

CHỌN SƠ BỘ KÍCH THƯỚC

- Gọi h là chiều dày sàn ( b h b h min )

- Đối với sàn nhà công cộng h min 50mm(TCVN 5574:2012)

- Chọn sơ bộ chiều dày sàn theo công thức kinh nghiệm sau: t b

 Với bản chịu uốn 1 phương có liên kết 2 cạnh song song lấy m = 30 - 35

 Với ô bản liên kết 4 cạnh, chịu uốn theo 2 phương lấy m = 40 - 50

 l tính theo phương cạnh ngắn t

- Chọn ô bản có phương cạnh ngắn lớn nhất để tính toán S1 8000 9000 mm  để tính

- Tầng hầm: do yêu cầu về tải trọng nên chọn sàn có chiều dày

- Tầng sàn điều hình: chọn sàn có chiều dày 160 mm

2.3.2 Kích thước dầm chính - dầm phụ

- Chọn sơ bộ kích thước dầm theo công thức sau:

Loại dầm Nhịp L (m) Chiều cao h

Chiều rộng b Một nhịp Nhiều nhịp

- Kích thước vách BTCT được chọn và bố trí chịu được tải trọng công trình cũng như tải trọng ngang

- Tổng diện tích mặt cắt ngang của vách (lõi) có thể xác định theo công thức gần đúng sau: A vl 0.015A si

Trong đó A diện tích sàn từng tầng si

- Chiều dày vách đổ toàn khối chọn không nhỏ hơn 200mm và không nhỏ hơn 1/20 chiều cao tầng

- Chọn kích thước vách 300 mm

- Tiết diện cột được xác định sơ bộ như sau:

 q tải trọng phân bố sàn thứ i i

 S diện tích truyền tải xuống tầng i i

 k 1.1 1.5  hệ số kể đến tải trọng ngang

 Rb 14.5 MPa  cường độ chịu nén của bê tông B25

TẢI TRỌNG

- Tĩnh tải tác dụng lên sàn bao gồm trọng lượng bản thân, trọng lượng các lớp hoàn thiện, đường ống, thiết bị và trọng lượng tường xây trên sàn

Bảng 2.1: Tải trọng sàn phòng ở

Các lớp cấu tạo sàn

Giá trị tĩnh tải tiêu chuẩn

Giá trị tĩnh tải tính toán

  tt 2 gs daN / m Gạch lót sàn 10 1800 18 1.2 22

Vữa trát trần 15 2000 30 1.3 39 Đường ống, thiết bị gia dụng,

- Vậy tổng tĩnh tải tác dụng lên các ô sàn

- Tải trọng sàn vệ sinh

Bảng 2.2: Tải trọng sàn vệ sinh

Các lớp cấu tạo sàn

Giá trị tĩnh tải tiêu chuẩn

Giá trị tĩnh tải tính toán

  tt 2 gs daN / m Gạch lót sàn 10 1800 18 1.2 22

Vữa trát trần 15 2000 30 1.3 39 Đường ống, thiết bị gia dụng,

- Vậy tổng tĩnh tải tác dụng lên các ô sàn vệ sinh

- Hoạt tải sử dụng được xác định theo TCVN 2737-1995

Khu vực Hoạt tải  kN / m 2 

Sảnh, hành lang, cầu thang 3 3.6

Phòng ăn, bếp, phòng khách 1.5 1.95

- Tải tường được tính theo công thức: g tt   n q t h t

- Tường xây trên dầm thì truyền tải trọng vào dầm

Bảng 2.4: Tải tường 100 tác dụng lên sàn

Vật liệu cấu tạo tường

Bảng 2.5: Tải tường 200 tác dụng lên dầm

Vật liệu cấu tạo tường

Quy tải lên cột

- Tải dầm tác dụng lên cột

- Tải sàn tác dụng lên cột

- Tải tường tác dụng lên cột t  

- Tổng tải tác dụng lên cột giữa

Bảng 2.6: Kích thước cột sơ bộ cột

  kN   cm 2   cm   cm   cm 2

- Tải dầm tác dụng lên cột

- Tải sàn tác dụng lên cột

- Tải tường tác dụng lên cột

- Tổng tải tác dụng lên cột biên

Bảng 2.7: Kích thước sơ bộ cột biên

  kN   cm 2   cm   cm   cm 2

- Tải dầm tác dụng lên cột

- Tải sàn tác dụng lên cột

- Tải tường tác dụng lên cột t  

- Tổng tải tác dụng lên cột góc

  kN   cm 2   cm   cm   cm 2

TÍNH TOÁN VÀ BỐ TRÍ CỐT THÉP SÀN TẦNG ĐIỂN HÌNH

- Sử dụng phần mềm SAFE để tính toán

- Các bước tính toán sàn bằng phần mềm SAFE

 Mô hình sàn bằng phần mềm SAFE

Hình 2.2: Mô hình sàn bằng phần mềm SAFE

 Chia sàn thành nhiều dải theo phương X và phương Y

Hình 2.3: Chia giải sàn theo phương X

Hình 2.4: Chia dải sàn theo phương Y

 Phân tích mô hình ta thu được kết quả nội lực

Hình 2.5: Moment dải theo phương X

Hình 2.6: Moment dải theo phương Y

2.6.1 Kiểm tra độ võng sàn

Hình 2.7: Độ võng sàn xuất từ phần mềm SAFE

- Độ võng dài hạn của sàn

- Độ võng lớn nhất của ô sàn là 12.63 mm nhỏ hơn giá trị độ võng cho phép Vậy thỏa mãn yêu cầu về độ võng

2.6.2 Tính toán và bố trí cốt thép

- Cốt thép sàn AII có R s 280MPa

- Áp dụng công thức tính toán: b 0 m 2 m s b 0 s

- Hàm lượng cốt thép thỏa mãn điều kiện: s b min max R

- Kết quả tính toán thép sàn được trình bày trong bảng sau

Bảng 2.8: Kết quả tính toán thép sàn

TÍNH TOÁN - THIẾT KẾ CẦU THANG

Kích thước hình học và sơ đồ tính cầu thang

3.1.1 Cấu tạo cầu thang tầng điển hình

- Cầu thang 2 vế dạng bản:

 Bậc đầu cao 135 (mm), các bậc còn lại cao 165 (mm)

 Sử dụng kết cấu cầu thang dạng bản chịu lực để tính toán thiết kế

 Xác định góc nghiêng bản thang:

Tải trọng

- Tĩnh tải bản chiếu nghỉ và chiếu tới

Bảng 3.1: Cấu tạo chiếu nghỉ

STT Cấu tạo Hệ số vượt tải

- Tĩnh tải bản thang nghiêng

Quy đổi chiều dày tương đương của các lớp cấu tạo

 Lớp đá hoa cương và lớp vữa lót

Bảng 3.2: Cấu tạo bản thang nghiêng

STT Cấu tạo Hệ số vượt tải

- Đối với bản chiếu nghỉ và chiếu tới

Sơ đồ tính và nội lực

Hình 3.1: Sơ đồ tính bản thang

Hình 3.3: Phản lực gối tựa

Tính toán và bố trí cốt thép

 Cốt thép sàn AII có R s 280MPa

- Áp dụng công thức tính toán: b 0 m 2 m s b 0 s

- Hàm lượng cốt thép thỏa mãn điều kiện: s b min max R

Bảng 3.3: Kết quả tính toán cốt thép cầu thang

Kiểm tra độ võng cầu thang

- Theo yêu cầu về độ võng f < [f], trong đó [f] = l/150 = 300/150 = 2 (cm)

- Công thức tính độ võng: pl4 f 383EJ Trong đó:

 Bê tông B30 có E3250 kN / cm 2 

Vậy f  0.0075 cm    [f ]  2 cm  Thỏa điều kiện về độ võng

TÍNH TOÁN - THIẾT KẾ HỆ KHUNG

Vật liệu sử dụng

- Sử dụng bê tông cấp độ bền B25 có các thông số như sau:

 Cường độ tính toán chịu nén: R b 14.5MPa

 Cường độ tính toán chịu kéo: R bt 1.05MPa

 Cốt thộp loại AI (đối với cốt thộp cú ỉ10)

Cường độ tính toán chịu nén: R sc 225MPa

Cường độ tính toán chịu kéo: R s 225MPa

Cường độ tính toán cốt ngang: R sw 175MPa

 Cốt thộp loại AIII (đối với cốt thộp cú ỉ10)

Cường độ tính toán chịu nén: R sc 365MPa

Cường độ tính toán chịu kéo: R s 365MPa

Tính toán tải trọng

Tải trọng gió tĩnh được tính toán theo TCVN 2737 - 1995 như sau: tc 0

Giá trị áp lực gió W, theo phụ lục D điều 6.4 TCVN 2737 - 1995, đối với các công trình xây dựng tại Tp Hồ Chí Minh thuộc khu vực II - A, cho thấy ảnh hưởng của gió bão được đánh giá là yếu, với W = 0.83 kN/m².

 k là hệ số tính đến sự thay đổi áp lực gió theo độ cao, lấy bảng 5 TCVN 2737

 c là hệ số khí động, đối với mặt đón gió c = +0.8, mặt hút gió c = -0.6, hệ số tổng cho mặt đón gió và hút gió là c = 0.8 + 0.6 = 1.4

Tải trọng gió tĩnh được quy về lực tập trung tại các cao trình sàn, với lực này được đặt tại tâm cứng của mỗi tầng Lực gió tiêu chuẩn theo phương X được ký hiệu là W, trong khi lực gió tiêu chuẩn theo phương Y là W tcy Lực gió được tính bằng áp lực gió nhân với diện tích đón gió Diện tích đón gió của từng tầng được xác định theo công thức i i 1 i h h.

Trong đó h , h i i 1  lần lượt là chiều cao tầng của tầng thứ i và i-1, B là bề rộng đón gió

Bảng 4.1: Bảng tính toán gió tĩnh

Bề rộng đón gió theo phương (m)

Tải gió tĩnh tiêu chuẩn (kN)

STORY17 58.2 1.50 0.75 0.99 24 45 90.53 203.68 STORY16 54.6 1.48 0.74 0.98 24 45 179.32 403.46 STORY15 51 1.47 0.73 0.97 24 45 177.58 399.56 STORY14 47.4 1.46 0.72 0.96 24 45 175.85 395.66 STORY13 43.8 1.45 0.72 0.96 24 45 174.11 391.75 STORY12 40.2 1.43 0.71 0.94 24 45 172.38 387.85 STORY11 36.6 1.41 0.70 0.93 24 45 169.82 382.10 STORY10 33 1.38 0.68 0.91 24 45 167.22 376.25 STORY9 29.4 1.36 0.67 0.90 24 45 164.47 370.07 STORY8 25.8 1.34 0.66 0.88 24 45 161.00 362.26 STORY7 22.2 1.31 0.65 0.86 24 45 157.53 354.45 STORY6 18.6 1.27 0.63 0.84 24 45 153.73 345.89

Do công trình có chiều cao 58.1m lớn hơn 40m, việc tính toán thành phần động của tải trọng gió là cần thiết Để xác định thành phần động này, cần phải tính toán tần số dao động riêng của công trình.

- Thiết lập sơ đồ tính toán động lực học:

 Sơ đồ tính toán là hệ thanh ngàm 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 bản thân của kết cấu, tải trọng các lớp cấu tạo sàn và hoạt tải phân bố đều trên sàn Theo TCVN 2737 - 1995 và TCVN 229 - 1999, có thể áp dụng hệ số chiết giảm cho hoạt tải, tham khảo bảng 1 trong TCVXD 229.

- 1999), lấy hệ số chiết giảm là 0.5

Việc xác định tần số dao động riêng của một công trình nhiều tầng là một quá trình phức tạp, vì vậy chúng ta thường sử dụng phần mềm máy tính để hỗ trợ Trong đồ án này, phần mềm ETABS được áp dụng để tính toán tần số dao động riêng của công trình một cách chính xác.

Hình 4.1: Hệ kết cấu được mô hình 3D trên Etabs

Theo TCXD 229 - 1999, việc tính toán thành phần động của tải trọng gió chỉ cần dựa vào dạng dao động đầu tiên, với tần số dao động riêng cơ bản thỏa mãn điều kiện s L s 1 f < f < f + Tần số f được xác định từ bảng 2 của TCXD 229 - 1999; đối với kết cấu bê tông cốt thép, với δ = 0.3, ta có f L = 1.3Hz Cột và vách được ngàm với móng.

Để tính toán gió động của công trình, cần xem xét theo hai phương X và Y, trong đó chỉ tính phương có chuyển vị lớn hơn Quy trình tính toán thành phần động của gió bao gồm các bước cụ thể.

 Bước 1: Xác định tần số dao động riêng

Sử dụng phần mềm ETABS khảo sát 6 mode dao động của công trình

Bảng 4.2: Các mode dao động

Nhận xét: Tần số dao động riêng f 3 f L 1.3Hzf 4 Vì vậy, theo điều 4.3 TCXD

Để tính toán thành phần động của gió trong khoảng thời gian từ 229 đến 1999, cần xem xét tác động của cả xung vận tốc gió và lực quán tính của công trình, tương ứng với ba dạng dao động đầu tiên Tuy nhiên, vì dao động thứ hai là dạng xoắn, nên sẽ không được đưa vào trong các phép tính.

Bước 2 là xác định giá trị tiêu chuẩn thành phần tĩnh của áp lực gió tác động lên các phần tính toán của công trình Giá trị này, ký hiệu là Wj, ở độ cao z được tính toán theo công thức cụ thể.

+ W Giá trị áp lực gió tiêu chuẩn Công trình xây dựng tại TP Hồ 0 Chí Minh thuộc vùng II-A W 0 83daN / m 2

+ c Hệ số khí động + k zj Hệ số xét đến sự thay đổi áp lực gió theo chiều cao (bảng 5

Để xác định thành phần động của tải trọng gió tác dụng lên công trình, bước 3 yêu cầu tính toán giá trị tiêu chuẩn của thành phần động này Giá trị này được xác định cho phần thứ j, tương ứng với dạng dao động thứ i, theo công thức cụ thể.

Khối lượng tập trung của phần công trình thứ j được ký hiệu là Mj (T) Hệ số động lực ứng với dạng dao động thứ i được ký hiệu là ξi, là một đại lượng không thứ nguyên Hệ số ψi được xác định bằng cách chia công trình thành n phần.

Để xác định M j, bạn cần xuất bảng Center Mass Rigidity từ phần mềm ETABS Tiếp theo, hệ số động lực  i được tính toán dựa trên ba dạng dao động đầu tiên, phụ thuộc vào thông số  i và độ giảm loga của dao động.

+ Hệ số tin cậy  1.2 + f Tần số dao động riêng thứ i i + W Giá trị áp lực gió Lấy bằng 0.83 kN/m 0 2

+ Công trình bằng bê tông cốt thép với  0.3 nên ta tra theo đường số 1 trên đồ thị (TCXD 229 - 1999)

Hình4.2: Đồ thị xác định hệ số động lực  + Xác định  i theo công thức:

 y ji dịch chuyển ngang tỷ đối của trọng tâm phần công trình thứ j ứng với dạng dao động riêng thứ i

 W Fj giá trị tiêu chuẩn thành phần động của tải trọng gió tác dụng lên phần thứ j của công trình, ứng với các dạng dao động khác nhau khi

41 chỉ kể đến ảnh hưởng của xung vận tốc gió, được xác định theo công thức:

Wj giá trị tiêu chuẩn thành phần gió tĩnh (kN/m 2 )

Sj diện tích đón gió phần công trình thứ j (m 2 )

Hệ số tương quan không gian áp lực động của tải trọng gió đối với dạng dao động thứ nhất được xác định bằng 1 Đối với các dạng dao động còn lại, hệ số này cũng được lấy là 1.

Giá trị  1 được lấy theo bảng 10 TCVN 2737 - 1995, phụ thuộc vào 2 tham số  và  Tra bảng 11 TCVN 2737 - 1995 để có được 2 thông số này, a và b được xác định như hình sau:

Hình: Xác định hệ số không gian 

Bảng4.3: Hệ số tương quan không gian  1

Bảng4.4: Kết quả tính gió động theo phương Y

Hệ số áp lực động

Hệ số tương quan không gian

Các thành phần động theo phương

Y Tải tiêu chuẩn thành phần động Y p( ji) j i i ji

STORY16 0.269 0.625 0.002 1.167 4.116 0.0087 144.89 STORY15 0.271 0.625 0.002 1.167 4.116 0.008 133.23 STORY14 0.272 0.625 0.002 1.167 4.116 0.0074 123.24 STORY13 0.274 0.625 0.002 1.167 4.116 0.0067 113.43 STORY12 0.275 0.625 0.002 1.167 4.116 0.006 103.48 STORY11 0.277 0.625 0.002 1.167 4.116 0.0053 91.41

Bảng 4.5: Kết quả tính gió động theo phương X

Hệ số áp lực động

Hệ số tương quan không gian

Các thành phần động theo phương

X Tải tiêu chuẩn thành phần động X p( ji) j i i ji

Hệ số áp lực động

Hệ số tương quan không gian

Các thành phần động theo phương

X Tải tiêu chuẩn thành phần động X p( ji) j i i ji

- Tính toán động đất theo tiêu chuẩn TCVN 9386 - 2012

- Theo TCVN 9368 - 2012 có 2 phương pháp tính toán tải trọng động đất là phương pháp tĩnh lực ngang và phương pháp phân tích phổ dao động.

- Với chu kỳ T 3( x ) 1.208s, T 1( y) 1.767s thỏa mãn yêu cầu phương pháp tĩnh lực ngang tương đương 1 4T C 2s

- Hệ số Mass Source trong ETABS dùng để tính toán động đất là TT + 0.24HT

Nguy cơ động đất được xác định qua tham số đỉnh gia tốc nền tham chiếu a gR, được trích từ bản đồ phân vùng gia tốc nền của lãnh thổ Việt Nam, theo quy định trong phụ lục G của TCVN 9386 - 2012.

+ Công trình thuộc quận 7, TP HCM nên đỉnh gia tốc nền agR 0.0846g

 Nhận dạng điều kiện đất nền theo tác động của động đất

+ Công trình xây dựng ở quận 7, TP HCM nên thông số đất nền tính động đất như sau

T (s) là giới hạn dưới của chu kỳ, ứng với đoạn nằm ngang của phổ B phản ứng gia tốc

T (s) là giới hạn trên của chu kỳ, ứng với đoạn nằm ngang của phổ phản C ứng gia tốc

T (s) là giá trị xác định điểm bắt đầu của phần phản ứng dịch chuyển D không đổi trong phổ phản ứng

 Mức độ và hệ số tầm quan trọng

Công trình nhà cao tầng 16 tầng được phân loại theo TCXD 9368 - 2012 là loại II, do đó hệ số tầm quan trọng được xác định là  = 1.

 Gia tốc đỉnh nền đất thiết kế

+ Gia tốc đỉnh đất nền thiết kế ag ứng với trạng thái giới hạn cực hạn xác định: g 1 gR

0.04g0.39a   a  1 0.08460.08460.08g0.78 Theo TCVN 9368 - 2012 đây là trường hợp động đất yếu, chỉ cần áp dụng các giải pháp kháng chấn đã được giảm nhẹ

 Xác định hệ số ứng xử q của kết cấu bê tông cốt thép

+ Hệ hỗn hợp khung - vách BTCT thì lấy q = 3.9 cho nhà nhiều tầng, khung nhiều nhịp

 Phương pháp phân tích phổ phản ứng dạng dao động:

+ Xác định chu kỳ và dạng dao động riêng của nhà

Tổ hợp tải trọng

4.4.1 Các trường hợp tải trọng

Bảng 4.11: Các trường hợp tải trọng

STT Tên trường hợp tải Ký hiệu Type Self weight

3 Gió tĩnh phương X WTX Wind 0

4 Gió động phương X WDY Wind 0

5 Gió tĩnh phương Y WTY Wind 0

6 Gió động phương Y WDY Wind 0

7 Động đất phương X QX Quake 0

8 Động đất phương Y QY Quake 0

4.4.2 Tổ hợp nội lực từ các trường hợp tải

Bảng 4.12: Các tổ hợp tải trọng trong ETABS

STT Ký hiệu Load combination type Case name Scale factor

8 TH6 Add TT; HT; WX 1; 0.9; 0.9

9 TH7 Add TT; HT; WX 1; 0.9; -0.9

10 TH8 Add TT; HT; WY 1; 0.9; 0.9

11 TH9 Add TT; HT; WY 1; 0.9; -0.9

12 TH10 Add TT; HT; WX; WY 1; 0.9; 0.63; 0.63

13 TH11 Add TT; HT; WX; WY 1; 0.9; 0.63; -0.63

14 TH12 Add TT; HT; WX; WY 1; 0.9; -0.63; 0.63

15 TH13 Add TT; HT; WX; WY 1; 0.9; -0.63; -0.63

STT Ký hiệu Load combination type Case name Scale factor

20 TH18 Add TT; HT; QX 1; 0.3; 1

21 TH19 Add TT; HT; QX 1; 0.3; -1

22 TH20 Add TT; HT; QY 1; 0.3; 1

23 TH21 Add TT; HT; QY 1; 0.3; -1

24 TH22 Add TT; HT; QX; QY 1; 0.3; 1; 0.3

25 TH23 Add TT; HT; QX; QY 1; 0.3; 1; -0.3

26 TH24 Add TT; HT; QY; QX 1; 0.3; 1; 0.3

27 TH25 Add TT; HT; QY; QX 1; 0.3; 1; -0.3

28 THBAO Enve TH1; TH2; TH3; …;

Kiểm tra chuyển vị đỉnh công trình

- Tổ hợp sử dụng để kiểm tra chuyển vị đỉnh công trình

Bảng 4.13: Chuyển vị đỉnh công trình

- Chuyển vị ngang lớn nhất tại đỉnh công trình: fmax 0.0242 m 

- Theo TCVN 198 - 1997, mục 2.6.3 chuyển vị theo phương ngang tại đỉnh kết cấu nhà cao tầng phải thỏa mãn điều kiện:

 Kết cấu thỏa điều kiện chuyển vị

TÍNH TOÁN - THIẾT KẾ KHUNG TRỤC 3 VÀ KHUNG TRỤC B

Hình 4.3: Biểu đồ moment khung trục B

Hình 4.4: Biểu đồ lực cắt khung trục B

Hình 4.5: Phản lực tại chân cột khung trục B

Hình 4.6: Biểu đồ moment khung trục 3

Hình 4.7: Biểu đồ lực cắt khung trục 3

Hình 4.8: Phản lực chân cột tại khung trục 3

4.6.2 Tính toán thiết kế dầm

Cốt thép trong dầm được thiết kế dựa trên các cấu kiện chịu uốn, với việc tính toán được thực hiện tại ba tiết diện nguy hiểm theo biểu đồ bao nội lực Dữ liệu tính toán này được lấy từ ETABS, bao gồm biểu đồ momen cho tất cả các tổ hợp.

+ Áp dụng công thức tính toán: b 0 m 2 m s b 0 s

+ Hàm lượng cốt thép tính toán ra được và hàm lượng bố trí phải thỏa điều kiện sau:  min     max

min tỷ lệ cốt thép tối thiểu, thường lấy  min 0.05%

max tỷ lệ cốt thép tối đa thường lấy b max R R s s sc,u

- Tính cốt thép đai cho cấu kiện dầm

- Dầm có lực cắt Qmax 288.05 kN 

- Khả năng chịu cắt của bê tông

  đối với bê tông nặng f 0

  hệ số xét đến ảnh hưởng của cánh chịu nén n 0

  hệ số xét đến ảnh hưởng lực dọc

 Cần phải tính cốt đai

- Khả năng chịu cắt của cốt đai và bê tông

Q Q  Thỏa điều kiện độ bền s s wl b n E A 2 210000 50.27

Q Q  cốt đai bố trí chịu đủ lực cắt

- Đoạn giữa dầm bố trớ ỉ8a200

 Tính toán cốt thép gia cường cho dầm

- Từ mô hình ETABS ta có lực cắt tại vị trí dầm phụ gác lên dầm chính

Hình 4.9: Lực cắt tập trung tại vị trí dầm phụ gác lên dầm chính

- Dầm chính 650 300 có ho 585 mm 

- Sử dụng cốt treo dạng đai với đường kớnh đai ỉ8 cú asw 50.27 mm 2 

- Số cốt treo cần thiết cho mỗi bên dầm phụ: s 3 o sw sw h 160

- Đoạn cần bố trí cốt đai gia cường bhdchdp 650 400 250 mm 

- Vậy bố trớ mỗi bờn 3ỉ8 với n = 2 nhỏnh

 Cấu tạo kháng chấn cho dầm

- Trong TCVN 9386 - 2012 (Mục 5.4.3.1.2), theo giá trị gia tốc nền thiết kế g I gR a   a , chia thành 3 trường hợp động đất sau:

+ Động đất mạnh a g 0.08g phải tính toán và cấu tạo kháng chấn

+ Động đất yếu 0.04ga g 0.08g chỉ cần áp dụng các giải pháp kháng chấn đã được giảm nhẹ

+ Động đất rất yếu a g 0.04g không cần thiết kế kháng chấn

- Công trình với a g 0.07g0.08g thì chỉ cần áp dụng các giải pháp kháng chấn đã được giảm nhẹ

- Cấu tạo kháng chấn cho dầm

+ Đường kính d bw của các thanh cốt đai (tính bằng mm) không được nhỏ hơn 6mm

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

 w bw dL  smin h / 4;24d ;200;8d Trong đó: d là đường kính thanh cốt thép dọc nhỏ nhất (tính bằng mm) bL h là chiều cao tiết diện của dầm (tính bằng mm) w

+ Ngoài ra, cốt đai trong dầm phải là đai kín, được uốn móc 45 0 và với chiều dài móc là 10d bw

Hình 4.10: Vùng tới hạn trong dầm

 Neo và nối cốt thép

- Chiều dài đoạn neo hoặc nối cốt thép an an s an b

 ỉ và khụng nhỏ hơn I an   an ỉ

+ Trong vòng kéo s an an an b an

+ Trong vùng nén s an an an b an

+ Trong vùng kéo s an an an b an

Kết quả tính toán cốt thép dầm tầng điển hình

Bảng 4.14: Kết quả tính toán cốt thép cho dầm tầng điển hình

Story Beam M 3 (kN.m) b (cm) h (cm) a (cm) As (cm 2 ) % Load Loc Bố trí As chọn

Story Beam M 3 (kN.m) b (cm) h (cm) a (cm) As (cm 2 ) % Load Loc Bố trí As chọn

Story Beam M 3 (kN.m) b (cm) h (cm) a (cm) As (cm 2 ) % Load Loc Bố trí As chọn

Story Beam M 3 (kN.m) b (cm) h (cm) a (cm) As (cm 2 ) % Load Loc Bố trí As chọn

Story Beam M 3 (kN.m) b (cm) h (cm) a (cm) As (cm 2 ) % Load Loc Bố trí As chọn

Story Beam M 3 (kN.m) b (cm) h (cm) a (cm) As (cm 2 ) % Load Loc Bố trí As chọn

Story Beam M 3 (kN.m) b (cm) h (cm) a (cm) As (cm 2 ) % Load Loc Bố trí As chọn

4.6.3 Tính toán thiết kế vách

Việc tính toán tác động đồng thời của mômen và lực cắt trong thiết kế kết cấu rất phức tạp và khó thực hiện Hiện tại, các tiêu chuẩn thiết kế vẫn tách riêng việc tính toán cốt dọc và cốt đai Đối với cốt dọc của vách cứng, có nhiều phương pháp tính toán, nhưng phổ biến nhất là 4 phương pháp chính.

+ Phương pháp phân bố ứng suất đàn hồi

+ Phương pháp giả thiết vùng biên chịu mômen

+ Phương pháp xây dựng biểu đồ tương tác

+ Phương pháp kiểm tra khả năng chịu lực cho vách cứng

Trong đồ án này, lựa chọn phương pháp giả thiết vùng biên chịu mômen

Phương pháp này cho rằng cốt thép ở hai đầu vách chịu toàn bộ mômen, tương đương với một cặp ngẫu lực tại các vùng biên Lực dọc được giả thiết phân bố đều trên toàn bộ chiều dài mặt cắt ngang của vách.

+ Bước 1: Giả thiết chiều dài B của vùng biên chịu momen theo công thức:

+ i chạy từ 1  n, B L L / 2 khi nào thép vách thỏa điều kiện hàm lượng

Xác định lực kéo hoặc lực nén vùng biên:

Với: A diện tích vùng biên b

Xác định lực nén vùng giữa: g g

Với: A g diện tích vùng giữa

+ Bước 3: Tính diện tích cốt thép chịu kéo hoặc nén thuần túy

Diện tích cốt thép chịu nén được tính theo công thức:

Trong đó: A b   cm 2 diện tích bê tông phần vách tính

Nn P / kN lực nén có kể đến độ mảnh tác dụng lên phần thứ i, với  1.028 0.0000288   2 0.0016 ,  H / 0.288t w 

Rs kPa cường độ chịu nén của thép

Rb kPa cường độ chịu nén của bê tông

Diện tích cốt thép chịu kéo được tính theo công thức: k s s

Trong đó: Nk  kN lực kéo ở vùng biên

Hàm lượng cốt thép vách cứng như sau:

0.4%  3.5% Đường kính cốt thép (kể cả cốt thép thẳng đứng và nằm ngang)

Khoảng cách giữa các cốt thép chọn: s  200 mm   nếu b  300 mm   s 2 b mm  

Nếu không thỏa chọn lại B và l B r

Cốt thép nằm ngang A s d   0.25%A s (đối với động đất yếu)

Bảng4.15: Kết quả tính thép vách

The data presents a series of measurements across multiple stories, each labeled with a unique identifier (e.g., STORY17, STORY16) The first set of values for each story includes metrics such as position (P1), various numerical readings (e.g., -165.6, -438.8), and percentages (e.g., 3.6%) The readings appear to show a gradual decline in certain values as the story numbers increase, highlighting a trend in the data Additionally, the second set of values (P2) includes similar metrics, indicating a different measurement context or parameter The consistent structure of the data suggests a systematic approach to capturing and analyzing these measurements across the stories Overall, these findings underscore the importance of detailed data collection for understanding trends and variations within the studied parameters.

The dataset presents various stories identified by STORY1 through STORY12, each accompanied by specific parameters STORY12 shows a value of -173.77 with a percentage of 87.71, while STORY11 has a value of -211.85 and 92.66% As we progress through the stories, STORY10 records -249.08 at 96.83%, and STORY9 follows with -282.01 at 100.37% STORY8 reports -313.53 with 105.24%, and STORY7 has -342.7 at 109.2% In further analysis, STORY6 displays -308.98 at 110.18%, while STORY5 presents -327.14 with 114.99% The data continues with STORY4 at -362.71 and 116.49%, STORY3 at -367.76 with 137.2%, and finally, STORY2 shows a significant value of -1266.49 and -167.52% Each entry consistently features a value of 3.6 or 3.9 for the last parameter, indicating a structured format across all stories.

STORY1 P2 -323.6 83.8 1.3 3 50 30 5 4.22 2.81 40 Cấu tạo Cấu tạo

The data presented in this article outlines a series of structured stories, identified as STORY5 through STORY17, each with specific parameters Each story is characterized by its unique coordinates, values, and metrics, including P3 values ranging from -498.3 to -133.6, with corresponding measurements of 31.5 to 121.5 The parameters include constant factors such as 50, 30, and 5, with varying results in the final columns, indicating a progression in values from 1.89 to 6.03 This structured approach highlights the systematic development of each story, maintaining a consistent format throughout.

The data presented outlines various stories categorized by their respective parameters, including measurements and structural attributes For instance, STORY4 in P3 shows values of -519.2, 125.1, and 8.4, while STORY3 in P3 presents -1284.2, -183.3, and -12.2 In P4, STORY17 records -352.7, 9.8, and 381.3, contrasting with STORY1 in P4, which indicates -12971.9, -0.9, and -109.6 Each story's configuration emphasizes the structural composition, with consistent parameters such as 3.6 or 3.9 for certain categories, and a fixed value of 520 for specific metrics across multiple entries The data reflects a systematic approach to documenting structural elements across various stories, highlighting significant numerical trends and variations.

The data presents a detailed analysis of various stories, showcasing their respective parameters across two pages For instance, STORY17 on page 5 has a measurement of -494.3 with a corresponding value of 394.7 and a percentage change of -5.7% Similarly, STORY16 on the same page records -446.7 and 412.1 with a -5.4% change The trend continues with STORY15 at -552.8 and 394.0 (-1.9%), STORY14 at -838.3 and 428.4 (-5.4%), and so forth, with decreasing values noted through STORY1, which shows a slight increase at 0.2% Page 6 reflects a similar pattern, with STORY17 at -436.6 and -352.8 (-7.3%), down to STORY11 at -871.6 and -291.6 (-10.2%) Each entry consistently maintains a structure that includes measurements, values, and percentage changes, emphasizing the systematic approach to data presentation.

The data presents a series of measurements across different stories, each denoted by a unique identifier (STORY1 to STORY10) and corresponding values for parameters such as pressure (P6), various numerical metrics, and structural characteristics The values indicate a consistent decrease in certain metrics, with STORY1 showing a pressure of -1362.6 and a metric of 2.49, while STORY10 has a pressure of -984.6 and a metric of 1.17 The parameters also include consistent dimensions of 245 and 30, with variations in other metrics like percentages and numerical values, suggesting a systematic analysis of structural integrity across the stories.

4.6.4 Tính toán thiết kế cột

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

- Xét tiết diện có các cạnh C , C x y Điều kiện để áp dụng phương pháp này là x y

 C  , cốt thép được đặt theo chu vi phân bố đều hoặc cốt thép đặt theo phương cạnh ngắn có mật độ dày hơn

Tiết diện chịu lực nén N và momen uốn M x = M 3, M y = M 2, cùng với độ lệch tâm ngẫu nhiên e, ax e ay được xem xét trong quá trình phân tích Sau khi đánh giá uốn theo hai phương, hệ số  x và  y được tính toán Momen được điều chỉnh thành M x1 =  × x M x và M y1 =  × y M y, tùy thuộc vào mối quan hệ giữa giá trị x1 và y1.

M ; M với kích thước các cạnh mà đưa về một trong 2 mô hình tính toán theo phương X hoặc phương Y Điều kiện và kí hiệu theo bảng sau:

Mô hình Theo phương X Theo phương Y Điều kiện x1 yl x y

- Giả thiết a = 50mm cho tất cả các cột

- Tính momen tương đương (biến đổi lệch tâm xiên thành lệch tâm phẳng)

- Theo TCXD 356 - 2005 độ lệch tâm ngẫu nhiên e trong mọi trường hợp a a l e 600 h 30

Với l là chiều dài cấu kiện, h là chiều cao tiết diện

- Độ lệch tâm ban đầu: 0 h e e a

  2 Với kết cấu tĩnh định e 0  e 1 e a

Với kết cấu siêu tĩnh e0 Max e ,e 1 a 

- Độ lệch tâm tính toán:

Tính toán độ mảnh hai phương x 0 x y 0 y x y l l i ; i

Dựa vào độ lệch tâm e và giá trị 0 x để phần biệt các trường hợp tính toán 1

- Trường hợp 1: Nén lệch tâm rất bé 0

  h  tính toán gần như nén đúng tâm

Hệ số ảnh hưởng độ lệch tâm

Hệ số uốn dọc phụ thêm khi xét nén đúng tâm:   e

Khi  14  1; khi 4  104 lấy theo công thức sau:

Diện tích toàn bộ cốt thép dọc A st e b e st sc b

  h  và x 1   R h 0 Tính toán theo trường hợp nén lệch tâm bé Xác định chiều cao vùng nén x theo công thức sau:

Diện tích toàn bộ cốt thép A tính theo công thức sau: st b 0 st sc

  h    , tính toán theo nén lệch tâm lớn

Tính A theo công thức sau: st

Kết quả tính toán thép cột

Bảng 4.16: Kết quả tính toán thép cột khung trục B và trục 3

(kN.m) L (m) Cx (cm) Cy (cm) As

(cm 2 )  % Bố trí As chọn

STORY17 C3 -886.89 58.08 354.85 3.6 45 40 -64.426 -3.928 6ỉ18 15.20 STORY16 C3 -1673.33 22.44 291.41 3.6 45 40 -34.384 -2.096 6ỉ18 15.20 STORY15 C3 -2481.44 28.59 289.67 3.6 45 40 -3.515 -0.214 6ỉ18 15.20 STORY14 C3 -3314.92 14.85 212.66 3.6 45 40 28.323 1.727 10ỉ20 31.41 STORY13 C3 -4132.33 15.65 400.61 3.6 70 50 -35.505 -1.092 10ỉ20 31.41 STORY12 C3 -4930.72 12.40 346.36 3.6 70 50 -5.434 -0.167 10ỉ20 31.41 STORY11 C3 -5755.02 20.61 343.86 3.6 70 50 25.612 0.788 10ỉ20 31.41 STORY10 C3 -6606.72 9.13 251.76 3.6 70 50 57.691 1.775 12ỉ25 58.90 STORY9 C3 -7476.30 6.31 350.55 3.6 90 60 -13.322 -0.261 14ỉ25 68.72

STORY7 C3 -9245.00 14.04 300.94 3.6 90 60 53.295 1.045 14ỉ25 68.72 STORY6 C3 -10165.60 6.56 210.85 3.6 90 60 87.969 1.724 18ỉ25 88.35 STORY5 C3 -11118.20 15.20 277.20 3.6 100 75 9.160 0.128 18ỉ25 88.35 STORY4 C3 -12081.93 -13.05 205.10 3.6 100 75 45.458 0.638 18ỉ25 88.35 STORY3 C3 -12848.50 -17.74 169.37 3.9 100 75 74.331 1.043 18ỉ25 88.35 STORY2 C3 -13638.53 -0.80 160.05 3.9 100 75 104.087 1.460 24ỉ25 117.81 STORY1 C3 -14432.76 -101.74 39.93 3 100 75 134.002 1.914 28ỉ25 137.44 STORY17 C7 -495.98 10.42 8.59 3.6 35 30 -37.820 -4.156 10ỉ18 25.44 STORY16 C7 -984.31 11.71 7.52 3.6 35 30 -18.598 -2.043 10ỉ18 25.44

STORY17 C16 -433.59 -20.93 -23.03 3.6 35 30 -40.276 -4.426 6ỉ18 15.20 STORY16 C16 -860.38 -94.73 -153.44 3.6 35 30 -23.936 -2.573 6ỉ18 15.20 STORY15 C16 -1270.15 76.64 102.20 3.6 35 30 -7.346 -0.807 6ỉ18 15.20 STORY14 C16 -1709.21 -87.11 -123.63 3.6 35 30 9.936 1.091 6ỉ18 15.20 STORY13 C16 -2169.37 -146.71 -265.49 3.6 50 40 -26.791 -1.456 8ỉ18 20.35 STORY12 C16 -2617.20 -119.48 -239.62 3.6 50 40 -9.774 -0.531 8ỉ18 20.35 STORY11 C16 -3076.09 -111.13 -249.80 3.6 50 40 7.663 0.416 8ỉ18 20.35 STORY10 C16 -3547.80 -68.49 -203.10 3.6 50 40 25.588 1.390 10ỉ20 31.41 STORY9 C16 -4001.38 -194.47 -300.11 3.6 70 45 -19.182 -0.685 10ỉ20 31.41 STORY8 C16 -4535.43 -79.17 -271.88 3.6 70 45 -1.207 -0.041 10ỉ20 31.41 STORY7 C16 -5043.95 -70.03 -286.31 3.6 70 45 17.945 0.613 10ỉ20 31.41 STORY6 C16 -5563.70 -41.29 -223.72 3.6 70 45 37.521 1.282 12ỉ20 37.69 STORY5 C16 -6111.48 -42.54 -327.44 3.6 80 55 -10.113 -0.245 16ỉ20 50.27 STORY4 C16 -6668.59 -24.08 -249.35 3.6 80 55 10.869 0.263 16ỉ20 50.27

 Tính toán cốt đai cột

Trong các nút khung, việc sử dụng đai kín cho cả dầm và cột là cần thiết Theo tiêu chuẩn TCXD 198:1997, đường kính cốt đai không được nhỏ hơn 1/4 đường kính cốt dọc và phải lớn hơn hoặc bằng 8mm Đai kín cần được bố trí liên tục qua nút khung với mật độ tương tự như ở vùng nút khung.

- Chọn cốt đai trong cột thỏa: max ỉ 8 ỉ 28 ỉ 7

Trong vùng nút khung, từ điểm cách mép trên đến điểm cách mép dưới của dầm, cần bố trí cốt đai dày hơn với khoảng cách đai không vượt quá 6 lần đường kính cốt thép dọc và không nhỏ hơn 100mm Điều kiện này áp dụng khi khoảng cách này lớn hơn hoặc bằng chiều cao tiết diện cột, lớn hơn hoặc bằng 1/6 chiều cao thông thủy của tầng, và lớn hơn hoặc bằng 450mm.

- Bố trí cốt đai cho cột thỏa:

Uđai Utt ; Uđai Umax; Uđai Uctạo; Uctạo 20ỉdọc

- Trong khoảng cỏch nối cột là 30ỉ, bước đai trong đoạn nối Ucấutạo như sau :

 Uctạo  b cạnh ngắn của cột

- Vậy bố trớ ỉ8a100 cho vựng nỳt khung và ỉ8a200 cho cỏc vựng cũn lại

TÍNH TOÁN - THIẾT KẾ MÓNG

SỐ LIỆU ĐỊA CHẤT

- Kết quả khảo sát địa chất từ mặt đất hiện hữu đến độ sâu 70m, nền đất được cấu tạo 6 lớp theo thứ tự từ trên xuống dưới:

+ Lớp 2: Bùn sét, màu xám xanh - xám đen, trạng thái chảy.

+ Lớp 3: Sét, màu nâu vàng - xám xanh, trạng thái dẻo cứng.

+ Lớp 4: Sét pha, màu nâu vàng - xám xanh - xám tro - xám trắng, trạng thái dẻo cứng.

+ Lớp 5: Cát pha sét, cát bụi

- Vị trí mực nước ngầm ở cao độ -0.7m so với cốt 0.0m

Bảng 5.1: Tổng hợp chỉ tiêu cơ lí

Hạt sét % 36.4 32.0 18.7 34.7 Độ ẩm tự nhiên W% 88.29 25.45 18.76 17.67

Dung trọng khô k kN / m 3  7.6 15.4 16.6 17.24 Dung trọng đẩy nổi

Tỷ trọng   kN / m 3  26.0 27.2 27.0 26.7 Độ bão hòa G% 95 90 81 85.58 Độ rỗng n% 71 43 39 35.43

Chỉ số dẻo I d 20.6 18.2 11.6 4.5 Độ sệt B 2.34 0.37 0.36 0.165

Mô đun tổng biến dạng (kPa) 1292 2670 4596.67 13773

LỰA CHỌN PHƯƠNG ÁN MÓNG

Cọc khoan nhồi được thi công bằng cách khoan lỗ đến chiều sâu yêu cầu và sau đó đổ bê tông hoặc bê tông cốt thép Cọc này thường có dạng hình trụ hoặc có chân mở rộng, với đường kính từ 600 mm trở lên, có thể đạt đến 3m hoặc lớn hơn Chiều dài của cọc khoan nhồi có thể lên đến 50m hoặc hơn, tùy thuộc vào yêu cầu của công trình.

 Không phải sử dụng đài cọc vì có thể đặt thép chờ cho cột trong bê tông còn ướt

 Khi thiết kế thì số cọc ít đi vì đường kính lớn

 Giảm được tiếng ồn và chấn động khi thi công so với móng cọc đúc sẵn

 Có thể xuyên qua lớp cuội sỏi mà cọc ép không thể xuyên qua

 Dễ dàng mở rộng phần trên của cọc khoan nhồi để chịu moment uốn

 Đường kính cọc khoan nhồi lớn nên có thể tiến hành thí nghiệm bán nén để xác định khả năng chịu tải của đất nền ở đáy hố khoan

 Không kinh tế nếu lớp đất tốt nằm quá sâu, giá thành quá cao do kỹ thuật thi công phức tạp

 Thời tiết xấu ảnh hưởng đến công tác khoan cũng như công tác đổ bê tông

 Thành hố khoan dễ sụp lở nếu thi công không tốt

 Phải dọn dẹp vữa sét, cũng như đất đào

 Ma sát thân cọc có thể giảm đi đáng kể so với cọc đóng hoặc cọc ép

 Biện pháp kiểm tra chất lượng cọc thường phức tạp gây tốn kém.

CHỌN CHIỀU SÂU CHÔN MÓNG VÀ CHIỀU DÀY ĐÀI

- Chọn sơ bộ chiều cao đài: đài móng dưới lõi thang cao 2m

- Chọn chiều sâu hố pit thang máy: 1.2m

- Chọn cọc có đường kính 1m, chiều dài cọc Lcọc = 50m

- Khoảng chừa đập đầu cọc 0.8m, chiều dài ngàm vào đài 0.2m

- Cọc sử dụng cho móng lõi thang là C1

- Cọc sử dụng cho móng chân cột là C2

TÍNH TOÁN SỨC CHỊU TẢI CỦA CỌC

5.4.1 Sức chịu tải của cọc theo cường độ vật liệu

+ m1 hệ số làm việc, đối với cọc được đổ bê tông dịch chuyển thẳng đứng tremie thì m1 = 0.85

+ m2 hệ số điều kiện làm việc kể đến biện pháp thi công, khi thi công có dùng ống vách và đổ bê tông trong dung dịch bentonite thì m2 = 0.7

+  là hệ số ảnh hưởng uốn dọc phụ thuộc vào độ mảnh của cọc, lấy = 1 + Rb cường độ tính toán của bê tông

+ Ab diện tích bê tông tiết diện cọc A D 2 1 2 0.785 m   2

+ Rs cường độ tính toán của cốt thép

+ As diện tích tiết diện cốt thép

- Chọn cọc có tiết diện 1m, bê tông cấp độ bền B30, cốt thép AIII

- Hàm lượng cốt thép dọc yêu cầu lớn hơn 0.4%

- Chọn hàm lượng thép dọc trong cọc là 0.5%, ta tính được diện tích cốt thép cần thiết: As 0.5% A p 0.005 0.785 3.925 10  3  m 2

- Chọn bố trớ 16ỉ18 As 4.072 10  3  m 2 cú hàm lượng  0.52%

- Diện tích bê tông Ab  A As 0.785 4.072 10  3 0.781 m  2

5.4.2 Sức chịu tải của cọc theo chỉ tiêu cơ lí đất nền

+  c hệ số điều kiện làm việc của cọc  c 1

+  cq hệ số làm việc của đất dưới mũi cọc (  cq 0.9 cho trường hợp đổ bê tông dưới nước)

+ q cường độ sức kháng dưới mũi cọc b

+ A tiết diện ngang ở mũi cọc (đối với cọc khoan nhồi không mở rộng mũi b thì lấy bằng tiết diện ngang thân cọc) A  0.785 m   2

+ u là chu vi tiết diện ngang của thân cọc, u  3.14 m  

+  cf hệ số điều kiện làm việc của đất trên thân cọc,   cf 0.8

+ f là cường độ sức kháng trung bình của lớp đất thứ i trên thân cọc, lấy theo i Bảng 3 TCVN 10304-2014 [6]

+ l là chiều dài đoạn cọc nằm trong lớp đất thứ i i

- Xác định cường độ sức kháng mũi q đối với đất dính tra theo bảng 7 TCVN b 10304-2014 [6]

- Chiều sâu hạ cọc tính từ mặt đất tự nhiên h55.5m

- Mũi cọc đặt tại lớp đất sét có độ sệt B0.165, tra được qb 3675 kPa 

Bảng 5.2: Bảng tính cường độ sức kháng thân cọc C1

Sức chịu tải theo chỉ tiêu cơ lí của đất nền:

5.4.3 Sức chịu tải theo chỉ tiêu cường độ của đất nền

- Sức chịu tải cực hạn của cọc: R c,u q p A p uf i l i

+ q b sức kháng của đất dưới mũi cọc

+ A p diện tích ngang của mũi cọc Ap 0.785 m  2

+ f i là cường độ sức kháng trung bình của lớp đất thứ i trên thân cọc

+ l chiều dài đoạn cọc nằm trong lớp đất thứ i i

- Cường độ sức kháng dưới mũi cọc của đất dính thuần túy không thoát nước theo phục lục G TCVN 10304-2014 [6] u c q c N ' Trong đó:

+ N ' c 6 đối với cọc khoan nhồi đường kính lớn

+ c là cường độ sức kháng cắt không thoát nước của đất dính u

- Cường độ sức kháng trung bình thân cọc f : i

+ c là lực dính của đất

+ c u,i là lực dính không thoát nước của lớp đất thứ i c u ,i 6.25N Pi

+  hệ số không thứ nguyên xác định bằng đồ thị trong bảng G1 phụ lục G TCVN 10304-2014 [6]

- Đối với đất rời fi   ki v,zi tan i

+ k là hệ số áp lực ngang của lớp đất thứ i i

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

+  i là góc ma sát giữa cọc và đất, thông thường đối với cọc bê tông  i lấy bằng góc ma sát trong của đất  i

Bảng 5.3: Bảng tính cường độ sức kháng thân cọc đối với đất dính cọc C1

Bảng 5.4: Bảng tính cường độ sức kháng thân cọc đối với đất rời cọc C1

Sức kháng mũi: qp 6.25 N c,iN 'c 6.25 23 6  862.5 kN / m 2 

Sức chịu tải của cọc theo chỉ tiêu cường độ đất nền: c,u  

5.4.4 Sức chịu tải của cọc theo kết quả xuyên SPT

- Sức chịu tải cực hạn của cọc: Rc,u qbAbu fc,ilc,i fs,ils,i 

+ q là cường độ sức kháng mũi cọc được xác định như sau: b Đối với mũi cọc nằm trong đất dính q b 6c u khi sử dụng cọc khoan nhồi

+ A p diện tích ngang của mũi cọc, Ap 0.785 m  2

Sức kháng trung bình của cọc trong lớp đất dính thứ i được ký hiệu là f c,i, và chiều dài cọc nằm trong lớp đất dính thứ i là L c,i Đối với cọc khoan nhồi, sức kháng này được xác định theo công thức: f c,i = α × p f × L c,u,i.

Hệ số điều chỉnh cho cọc đóng là αp, trong khi đối với cọc khoan nhồi, hệ số này được xác định bằng công thức α = p1f Đối với cọc khoan nhồi băng, cường độ sức kháng cắt không thoát nước của đất dính được ký hiệu là uc.

Sức kháng trung bình của cọc trong lớp đất rời thứ i được ký hiệu là f, và chiều dài cọc nằm trong lớp đất rời thứ i được ký hiệu là l Đối với cọc khoan nhồi, sức kháng trung bình được xác định theo công thức: s,i = 10N s,i / 3.

Ns,i là chỉ số SPT trung bình trong lớp đất rời thứ i Áp dụng lý thuyết để tính toán:

- Sức kháng mũi qp 6.25 N c,iN 'c 6.25 23 6  862.5 kN / m 2 

Bảng 5.5: Bảng tính cường độ sức kháng thân cọc đối với đất dính cọc C1

Bảng 5.6: Bảng tính cường độ sức kháng thân cọc đối với đất rời cọc C1

Sức chịu tải cọc theo chỉ số SPT

5.4.5 Sức chịu tải thiết kế của cọc o tk c,u min n k

Hệ số điều kiện làm việc, ký hiệu là  o, đối với cọc làm việc nhóm được chọn là 1.15 Hệ số tầm quan trọng, ký hiệu là  n, phụ thuộc vào tầm quan trọng của công trình và đối với công trình cấp 2, giá trị này được xác định là 1.15.

+  k là hệ số tin cậy, lấy bằng 1.4 khi có trên 21 cọc ( TCVN 10304:2014) c,u min

R = Sức chịu tải cọc theo chỉ số SPT = 9027.12 kN tk

Bảng 5.12: Bảng xác định sức chịu tải thiết kế

Sức chịu tải Cọc C1 (lõi thang máy) Cọc C2

Theo cơ lí đất nền (kN) 9865.8 6999.61

Theo cường độ đất nền (kN) 9532.3 6137.83

Kiểm tra Qtk < Qvl Thỏa Thỏa

THIẾT KẾ ĐÀI CỌC CHO MÓNG LÕI THANG

- Xác định số lượng cọc:

Xác định nội lực tính móng gồm N max ;M ;M ;Q ;Q x tu y tu tu x tu y

Bảng 5.13: Giá trị nội lực để xác định số lượng cọc

Nội lực Load Nmax  kN M tu 2 kNm M tu 3 kNm

- Giả sử đài có kích thước (dài, rộng, cao) 22 14 2m 

- Trọng lượng tính toán đài cọc: W1.1 22 14 2 25 16940 kN      

- Chọn sơ bộ số cọc tk n m N

+ N là tải trọng thẳng đứng truyền xuống móng

+ Q là giá trị tính toán sức chịu tải thiết kế của cọc đơn tk

+ m là hệ số ảnh hưởng bởi moment m = 1 khi cọc chịu tải đúng tâm, độ lệch tâm M/N < 0.2m chọn m =  1 1.4  

Vì khối lượng và diện tích đài cọc lớn nên chọn số lượng cọc lớn hơn

5.5.1 Kiểm tra tải trọng tác dụng lên đầu cọc

- Kiểm tra phản lực đầu cọc được thực hiện bằng phần mềm Safe

- Cọc trong phần mềm Safe được gắn bằng lò xo

- Định nghĩa độ cứng lò xo cọc: coc Q tk k  S

+ Q tk sức chịu tải thiết kế của cọc đơn

+ S độ lún của cọc đơn Độ lún của cọc đơn được xác định theo mục 7.4.2 TCVN 10304-2014 [6]

G là đặc trưng được lấy trung bình trong toàn bộ lớp đất thuộc phạm vi hạ cọc 1

G được xác định trong khoảng 0.5L từ độ sâu L đến 1.5L, tính từ đỉnh cọc, với điều kiện đất dưới mũi cọc không phải là than bùn, bùn hoặc đất ở trạng thái chảy Trong đó, d là đường kính của cọc.

- Do kết cấu đài móng lõi thang máy khá phức tạp, nên xuất mô hình từ

ETABS tích hợp với SAFE để giải quyết nội lực và tính toán thép cho đài móng Trong quá trình này, các phần tử Point Spring được khai báo để đại diện cho các cọc, với độ cứng được xác định là k.

Hình 5.1: Mô hình lò xo trong đài

Hình 5.2: Lực lớn nhât tác dụng lên đầu cọc

Hình 5.3: Lực nhỏ nhất tác dụng lên đầu cọc

Kiểm tra điều kiện max tk min

+ Pmax là lực lớn nhất tác dụng lên đầu cọc

+ Pmin là lực bé nhất tác dụng lên đầu cọc max tk min

5.5.2 Kiểm tra khả năng chịu tải của đất nên

- Kích thước khối móng quy ước:

+ L , B d d lần lượt là chiều dài và chiều rộng móng

+  tb là góc ma sát trung bình

+ L chiều dài làm việc của cọc, c L c 49m o o o o o tb

- Diện tích khối móng quy ước: Aqu LmBm 600 m  2

- Trọng lượng đài cọc: Wd BdLdDf  bt 23 20 2 25   23000 kN 

- Trọng lượng các lớp đất dưới đáy đài

- Trọng lượng khối móng quy ước: qu  

W 2300028863.4 36574.9 13978.6 79289.05 123773.35    305479.3 kN Sức chịu tải của đất nền theo TTGH2 theo TCVN 9362-2012

II II II II o tc

Hệ số điều kiện làm việc của đất nền được ký hiệu là m1, với giá trị m1 = 1.2, trong khi hệ số điều kiện làm việc của công trình tác dụng qua lại với đất nền được ký hiệu là m2, với giá trị m2 = 1.

+ ktc = 1 khi các đặc trưng tính toán lấy trực tiếp từ thí nghiệm, ktc = 1.1

+ A, B, D là các hệ số không thứ nguyên lấy theo bảng 14 TCVN 9362-2014 + b là bề rộng đáy móng

+  , * dung trọng trung bình của các lớp đất nằm dưới và trên đáy móng + c giá trị lực dính của đất nằm dưới đáy móng II

+ h là chiều sâu đặt móng, h = 55.8

+ ho = 0 khi công trình có tầng hầm có bề rộng lớn hơn 20m

Tra bảng các hệ số ứng với  29 31' o A1.108; B5.425, D7.813

           Áp lực tiêu chuẩn ở đáy khối móng quy ước: tc qu x y max min m m m m

      tc y 4 x tc qu tc x 4 y tc qu

    tc tc tc x xcc ycc d tc tc tc y ycc xcc d

  max tc tb tc min

 Móng thỏa điều kiện ổn định

5.5.3 Kiểm tra điều kiện lún

- Công thức tính độ lún: gl i zi i

- Vị trí dừng tính lún có    bt 5 gl khi E5MPa,    bt 10 gl khi E5MPa

- Ứng suất bản thân tại đáy khối móng quy ước:

- Ứng suất gây lún tại đáy khối móng quy ước:

  tc 2 gl tb bt 667.67 439.97 227.7 kN / m

Hình 5.4: Biểu đồ quan hệ e-p của lớp đất 5 Bảng 5.14: Bảng tính lún các phân lớp

Tại vị trí phân tố 8 có    bt 5 gl nên dừng tính lún Độ lún của khối móng quy ước: gl zi i gh

     Độ lún S = 3.51(cm) < 8 (cm) Vậy móng thỏa điều kiện lún

5.5.4 Kiểm tra hiệu ứng nhóm cọc

Với n 1 6 số hàng cọc trong nhóm cọc n 2 5 số cọc trong 1 hàng d 1 arctan arctan 18.44 s 3

Nhóm cọc thỏa mãn điều kiện chịu lực từ cột truyền xuống.

5.5.5 Kiểm tra độ sâu chôn móng o o o min

D 2mH  Thỏa điều kiện độ sâu chôn móng

- Kết cấu vách, cột liền kề khá phức tạp, nên áp dụng phần mềm SAFE để kiểm tra xuyên thủng

5.5.7 Tính toán thiết kế đài móng

Hình 5.5: Moment theo phương x trong đài

Hình 5.6: Moment theo phương y trong đài

Tính thép đài theo phương x

- Giá trị moment dương lớn nhất trong đài Mmax 2069.96 kNm 

- Chiều cao đài h = 2m, ho 2000 150 1850 mm  m 2 2 b b o

Chọn ỉ25a150 cú As chọn = 34.36 (cm 2 )

- Giá trị moment âm nhỏ nhất trong đài Mmin  1026.316 kNm 

- Chiều cao đài h = 2m, ho 2000 60 1940 mm  m 2 2 b b o

Chọn ỉ20a150 cú As chọn = 18.84 (cm 2 )

Tính thép đài theo phương y

- Giá trị moment dương lớn nhất trong đài Mmax 2650.583 kNm 

- Chiều cao đài h = 2m, ho 2000 150 1850 mm  m 2 2 b b o

Chọn ỉ30a150 cú As chọn = 42.41 (cm 2 )

- Giá trị moment âm nhỏ nhất trong đài Mmin  642.058 kNm 

- Chiều cao đài h = 2m, ho 2000 60 1940 mm  m 2 2 b b o

Chọn ỉ20a200 cú As chọn = 15.7 (cm 2 )

THIẾT KẾ ĐÀI CỌC CHO MÓNG DƯỚI CHÂN CỘT

- Xác định số lượng cọc, chọn cột C1

Xác định nội lực tính móng gồm N max ;M ;M ;Q ;Q x tu y tu tu x tu y

Bảng 5.15: Giá trị nội lực để xác định số lượng cọc

Nội lực Load Nmax  kN M tu 2 kNm  M tu 3 kNm 

- Giả sử đài có kích thước (dài, rộng, cao) 4 4 1.5m 

- Trọng lượng tính toán đài cọc: W 1.1 4 4 1.5 25     660 kN 

- Chọn sơ bộ số cọc   tk n 1 1.4 N

+ N là tải trọng thẳng đứng truyền xuống móng

+ P là giá trị tính toán sức chịu tải thiết kế của cọc đơn tk

5.6.1 Kiểm tra tải trọng tác dụng lên đầu cọc

- Kiểm tra phản lực đầu cọc được thực hiện bằng phần mềm Safe

- Cọc trong phần mềm Safe được gắn bằng lò xo

- Định nghĩa độ cứng lò xo cọc: coc Q tk k  S

+ Q tk sức chịu tải thiết kế của cọc đơn

+ S độ lún của cọc đơn Độ lún của cọc đơn được xác định theo mục 7.4.2 TCVN 10304-2014 [6]

G là đặc trưng được lấy trung bình trong toàn bộ lớp đất thuộc phạm vi hạ cọc 1

G được xác định trong khoảng từ độ sâu L đến độ sâu 1.5L, với phạm vi lấy mẫu là 0.5L từ đỉnh cọc Điều kiện cần thiết là đất dưới mũi cọc không được là than bùn, bùn hay đất ở trạng thái chảy Trong đó, d là đường kính của cọc.

- Do kết cấu đài móng lõi thang máy khá phức tạp, nên xuất mô hình từ

ETABS kết hợp với SAFE để giải quyết nội lực và tính toán thép cho đài móng Trong quá trình này, các phần tử Point Spring được khai báo để đại diện cho các cọc, với độ cứng được xác định là k.

Hình 5.7: Mô hình lò xo trong đài

Hình 5.8: Lực lớn nhât tác dụng lên đầu cọc

Hình 5.9: Lực nhỏ nhất tác dụng lên đầu cọc

Kiểm tra điều kiện max tk min

+ Pmax là lực lớn nhất tác dụng lên đầu cọc

+ Pmin là lực bé nhất tác dụng lên đầu cọc

5.6.2 Kiểm tra khả năng chịu tải của đất nên

- Kích thước khối móng quy ước:

+ L , B d d lần lượt là chiều dài và chiều rộng móng

+  tb là góc ma sát trung bình

+ L chiều dài làm việc của cọc, c L c 39m o o o o o tb

- Diện tích khối móng quy ước: Aqu LmBm 81 m  2

- Trọng lượng đài cọc: Wd BdLdDf    bt 5 5 1.5 25 937.5 kN 

- Trọng lượng các lớp đất dưới đáy đài

- Trọng lượng khối móng quy ước: qu  

Sức chịu tải của đất nền theo TTGH2 theo TCVN 9362-2012

II II II II o tc

Hệ số điều kiện làm việc của đất nền được ký hiệu là m1, có giá trị là 1.2, trong khi hệ số điều kiện làm việc của công trình tác dụng qua lại với đất nền được ký hiệu là m2, có giá trị là 1.

+ ktc = 1 khi các đặc trưng tính toán lấy trực tiếp từ thí nghiệm, ktc = 1.1

+ A, B, D là các hệ số không thứ nguyên lấy theo bảng 14 TCVN 9362-2014 + b là bề rộng đáy móng

+  , * dung trọng trung bình của các lớp đất nằm dưới và trên đáy móng + c giá trị lực dính của đất nằm dưới đáy móng II

+ h là chiều sâu đặt móng, h = 43.8

+ ho = 0 khi công trình có tầng hầm có bề rộng lớn hơn 20m

Tra bảng các hệ số ứng với  29 31' o A1.108; B5.425, D7.813

           Áp lực tiêu chuẩn ở đáy khối móng quy ước: tc qu x y max min m m m m

      tc y 3 x tc qu tc x 4 y tc qu

    tc tc tc x xcc ycc d tc tc tc y ycc xcc d

  max tc tb tc min

 Móng thỏa điều kiện ổn định

5.6.3 Kiểm tra điều kiện lún

- Công thức tính độ lún: gl i zi i

- Vị trí dừng tính lún có    bt 5 gl khi E5MPa,    bt 10 gl khi E5MPa

- Ứng suất bản thân tại đáy khối móng quy ước:

- Ứng suất gây lún tại đáy khối móng quy ước:

  tc 2 gl tb bt 529.52 323.13 206.39 kN / m

Biểu đồ quan hệ e-p của lớp đất 5

Bảng 5.16: Bảng tính lún các phân lớp

Tại vị trí phân tố 5 có    bt 5 gl nên dừng tính lún Độ lún của khối móng quy ước: gl i

 E    Độ lún 2.81 (cm) < 8 (cm) Vậy móng thỏa điều kiện lún

5.6.4 Kiểm tra hiệu ứng nhóm cọc

Với n 1 2 số hàng cọc trong nhóm cọc n 2 2 số cọc trong 1 hàng y = 3E-07x 2 - 0.0003x + 0.6408 0.54

Nhóm cọc thỏa mãn điều kiện chịu lực từ cột truyền xuống.

5.6.5 Kiểm tra độ sâu chôn móng o o o min

D 1.5mH  Thỏa điều kiện độ sâu chôn móng

- Chiều cao làm việc của đài móng:

- Diện tích chống xuyên thủng:

 Pcx Pxt  thỏa điều kiện xuyên thủng

5.6.7 Tính toán thiết kế đài móng

Hình 5.10: Moment theo phương x trong đài

Hình 5.11: Moment theo phương y trong đài

Tính thép đài theo phương x

- Giá trị moment dương lớn nhất trong đài Mmax 1822.054 kNm 

- Chiều cao đài h = 1.5m, ho 1500 150 1350 mm    m 2 2 b b o

Chọn ỉ25a120 cú As chọn = 39.26 (cm 2 )

- Giá trị moment âm nhỏ nhất trong đài Mmin  188.36 kNm 

- Chiều cao đài h = 1.5m, ho 1500 60 1440 mm    m 2 2 b b o

Chọn ỉ14a200 cú As chọn = 9.32 (cm 2 )

Tính thép đài theo phương y

- Giá trị moment dương lớn nhất trong đài Mmax 1829.4 kNm 

- Chiều cao đài h = 1.5m, ho 1500 150 1350 mm    m 2 2 b b o

Chọn ỉ25a120 cú As chọn = 39.26 (cm 2 )

- Giá trị moment âm nhỏ nhất trong đài Mmin  189.5 kNm 

- Chiều cao đài h = 1.5m, ho 1500 60 1440 mm   

 TCVN 2737-1995: Tiêu chuẩn thiết kế tải trọng và tác động

 TCVN 5574-2012: Kết cấu bê tông và bê tông cốt thép

 TCVN 229-1999: Chỉ dẫn tính toán thành phần động của tải trọng gió theo TCVN 2737-1995

 TCVN 9386-2012: Thiết kế công trình chịu động đất

 TCVN 10304-2004: Móng cọc - Tiêu chuẩn thiết kế

 Võ Bá Tầm - Kết cấu bê tông cốt thép tập 2 (Cấu kiện nhà cửa) - Nhà xuất bản Đại học Quốc Gia TP.HCM năm 2011

 TCVN 192-1997: Nhà cao tầng - Thiết kế kết cấu bê tông cốt thép toàn khối