(Luận văn thạc sĩ) chung cư an dương vương

TỔNG QUAN

Giới thiệu chung

Tên công trình: Chung cư An Dương Vương Địa điểm xây dựng: Quận 2 – TP.HCM

Quy mô công trình gồm 1 tầng hầm,15 tầng điển hình, 1 tầng thượng.

Chiều cao công trình: 56 m tính từ mặt đất tự nhiên.

Phân khu chức năng

Tầng hầm chủ yếu được sử dụng làm nơi đỗ xe và lắp đặt các thiết bị như máy bơm nước, máy phát điện Ngoài ra, còn có các phòng kỹ thuật cho điện, nước, chữa cháy và phòng bảo vệ Hệ thống hồ chứa nước được bố trí ở góc của tầng hầm.

Tầng 1 được sử dụng làm khu thương mại phục vụ nhu cầu trong tòa nhà

Các tầng trên được sử dụng làm phòng ở, căn hộ cho thuê Chiều cao tầng là 3,3m, mỗi tầng có 8 căn hộ

Công trình có 2 hệ thống thang chính gồm 2 thang máy và 2thang bộ đáp ứng đủ nhu cầu di chuyển của toàn bộ khu chung cư.

Các hệ thống kỹ thuật khác

Công trình sử dụng điện từ hai nguồn chính: lưới điện TP Hồ Chí Minh và máy phát điện công suất 150 kVA, kèm theo một máy biến áp Tất cả thiết bị này được đặt dưới tầng hầm nhằm giảm thiểu tiếng ồn và độ rung, 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 an toàn và thuận tiện cho việc sửa chữa Hệ thống điện an toàn được lắp đặt ở mỗi tầng, bao gồm thiết bị ngắt điện tự động từ 1A đến 80A, nhằm đảm bảo an toàn phòng chống cháy nổ và tránh tiếp xúc với khu vực ẩm ướt.

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

• Dễ dàng sửa chữa khi có hư hỏng cũng như dễ 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 yêu cầu của các cơ quan có thẩm quyền để đảm bảo an toàn.

Công trình sử dụng nguồn nước từ hệ thống cấp nước TP.Hồ Chí Minh, chứa trong bể ngầm và bơm lên bể nước mái để phân phối qua các tầng Hệ thống bơm nước được thiết kế tự động, đảm bảo cung cấp đủ nước cho sinh hoạt và cứu hỏa Các đường ống dẫn nước được bọc trong hộp gen và đi ngầm trong các hộp kỹ thuật, trong khi đường ống cứu hỏa chính được bố trí dọc theo khu vực giao thông đứng và trên trần nhà.

Nước mưa trên mái sẽ được thu gom qua các lỗ và chảy vào ống thoát nước mưa có đường kính 0 mm, sau đó dẫn xuống dưới Hệ thống thoát nước thải được thiết kế riêng biệt, trong đó nước thải từ các buồng vệ sinh được dẫn qua ống riêng để đưa vào bể xử lý nước thải trước khi hòa vào hệ thống thoát nước chung.

Các tầng của tòa nhà được thiết kế với cửa sổ thông thoáng tự nhiên, kết hợp với các khoảng trống thông tầng để tăng cường sự thông thoáng Hệ thống máy điều hòa được trang bị cho tất cả các tầng, trong khi hệ thống thông gió được bố trí dọc theo cầu thang bộ và sảnh thang máy Ngoài ra, quạt hút được sử dụng để thoát hơi cho các khu vệ sinh, với ống dẫn khí được đưa lên mái.

Các tầng trong công trình được chiếu sáng tự nhiên nhờ vào cửa kính và giếng trời, kết hợp với hệ thống chiếu sáng nhân tạo được bố trí hợp lý để đảm bảo cung cấp ánh sáng đầy đủ đến những khu vực cần thiết.

Hệ thống báo cháy được lắp đặt tại từng 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 ở các hành lang và cầu thang, tuân thủ theo hướng dẫn của ban phòng cháy chữa cháy Thành phố Hồ Chí Minh.

Bố trí hệ thống cứu hoả gồm các họng cứu hoả 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 các 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 bố trí ở tầng hầm và có cơ chế để đưa rác ra ngoài Gian rác được thiết kế kín đáo và xử lý cẩn thận nhằm ngăn ngừa mùi hôi, bảo vệ môi trường khỏi ô nhiễm.

Giải pháp thiết kế kết cấu

• Giải pháp kết cấu phần thân

Hệ kết cấu chịu lực chính của công trình bao gồm các dầm bê tông cốt thép (BTCT) kết hợp với vách để chịu tải trọng đứng và ngang Vách BTCT có bề dày 300 mm, đảm bảo khả năng chịu lực cho toàn bộ công trình.

Hệ kết cấu dầm - sàn là dầm – sàn bê tông cốt thép có bề dày là 140 mm kết hợp với các dầm

• Giải pháp kết cấu phần móng

Phương án móng cọc khoan nhồi BTCT Đường kính cọc D = 0.8m.

Phần mềm ứng dụng trong phân tích tính toán

Mô hình hệ kết cấu công trình: ETABS, SAFE

Tính toán cốt thép và tính móng cho công trình: Sử dụng phần mềm EXCEL kết hợp với lập trình VBA.

Tiêu chuẩn áp dụng

Công việc thiết kế được tuân theo các quy phạm, các tiêu chuẩn thiết kế do nhà nước Việt Nam quy định đối với nghành xây dựng:

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

- TCVN 5574-2012: Tiêu chuẩn thiết kế bê tông cốt thép;

- TCXD 198-1997: Nhà cao tầng –Thiết kế bê tông cốt thép toàn khối;

- TCXD 10304-2012: Móng cọc- tiêu chuẩn thiết kế;

- TCVN 9362-2012: Tiêu chuẩn thiết kế nền nhà và công trình;

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

- TCVN 5574-2012: Kết cấu bê tông và bê tông cốt thép – Tiêu chuẩn thiết kế;

- TCVN 9395-2012: Cọc khoan nhồi thi công và nghiệm thu;

Để nâng cao hiệu quả và đa dạng hóa nội dung tính toán trong thiết kế cấu kiện chưa được quy định rõ trong tiêu chuẩn trong nước, như thiết kế các vách cứng và lõi cứng, việc tham khảo các tiêu chuẩn quốc tế, chẳng hạn như ACI 318-2005, là rất cần thiết.

Ngoài các tiêu chuẩn quy phạm, bài viết còn tham khảo nhiều sách và tài liệu chuyên ngành từ các tác giả khác nhau, được trình bày chi tiết trong phần tài liệu tham khảo.

Vật liệu sứ dụng

Bê tông sử dụng cho công trình là loại bê tông có cấp độ bền B25 cho hệ cột – dầm – sàn, B30 sủ dụng cho móng công trình

+ Cường độ tính toán chịu nén: Rb = 14.5 MPa

+ Cường độ tính toán chịu kéo: Rbt = 1.05 MPa

+ Module đàn hồi: Eb = 32500 MPa

+ Cường độ tính toán chịu nén: Rb = 17 MPa

+ Cường độ tính toán chịu kéo: Rbt = 1.4 MPa

+ Module đàn hồi: Eb = 36000 MPa

• Cốt thép loại AI ( đối với cốt thép có  ≤ 10mm)

+ Cường độ tính toán chịu nén: Rsc = 225 MPa

+ Cường độ tính toán chịu kéo: Rs = 225 MPa

+ Cường độ tính toán cốt ngang: Rsw = 175 MPa + Module đàn hồi: Es = 210000 MPa

Cốt thép loại AIII, dùng cho cốt thép có đường kính lớn hơn 10mm, có cường độ tính toán chịu nén và chịu kéo đều đạt 365 MPa Ngoài ra, module đàn hồi của cốt thép loại này là 210000 MPa.

THIẾT KẾ SÀN TẦNG ĐIỂN HÌNH

Sơ đồ và kích thước sơ bộ dầm sàn

Từ bản vẽ kiến trúc kết hợp với các yêu cầu về cấu tạo ta bố trí hệ dầm trên sàn điển hình và chia ô sàn như sau:

Hình 2.1 Mặt bằng hệ dầm sàn tầng điển hình

Mô hình tính toán nội lực sàn bằng phần mềm SAFE V12

Hình 2.2 Mô hình sàn bằng phần mềm SAFE

Hình 2.3 Hoạt tải sàn SAFE

Hình 2.4 Tĩnh tải sàn SAFE

Hình 2.5 Chuyển vị của sàn SAFE

Hình 2.6 Nội lực dải Strip theo phương x

Hình 2.7 Nội lực dải Strip theo phương y

Tính toán thép sàn

Các công thức tính toán :

+ Kiểm tra hàm lượng cốt thép:  min   max

Bảng 2.1 Kết quả thép sàn

M (daN.m) b (mm) h (mm) a (mm) h0 (mm)

Rb (kg/cm2) ƴb Rs

M (daN.m) b (mm) h (mm) a (mm) h0 (mm)

Rb (kg/cm2) ƴb Rs

Kiểm tra chuyển vị sàn

Kiểm tra độ võng của sàn theo công thức f   f 

Trong đó: f: độ võng của ô sàn

Vì ô sàn là sàn sườn toàn khối có nhịp 5m  L 10m(bảng 4- TCVN 5574-2012: Kết cấu bê tong và bê tong cốt thép- Tiêu chuẩn thiết kế) → f  = 2.5cm

Xét đến độ võng từ biến ta có: Độ võng của sàn fmax = 15 (mm) = 1.5(cm) <  f  = 2.5cm

Vậy thỏa mãn độ võng sàn

THIẾT KẾ CẦU THANG BỘ

Kiến trúc

Hình 3.1 Mặt bằng cầu thang tầng điển hình

Hình 3.2 Mặt cắt cầu thang

Tính toán

Kiểu Cầu thang 2 vế dạng bản

- Số bậc : Gồm 22 bậc, mỗi vế 11 bậc

Chọn hb = 150 mm, Chọn chiều dài bậc lb = 300 mm

Vậy dầm có tiết diện 200x400 mm

Cắt dải bản 1m để tính toán

Gồm trọng lượng bản thân các lớp cấu tạo

Tĩnh tải được xác định theo công thức sau: g =   i  tdi n i

Trong đó:  i : khối lượng của lớp thứ i;

 tdi : chiều dày tương đương của lớp thứ i theo phương bản nghiêng; ni : hệ số tin cậy lớp thứ i

Chiều dày tương đương của bâcc thang được xác định như sau:

Trong đó: lb: Chiều dài bậc thang; hb: Chiều cao bậc thang;

 i : chiều dày tương đương của lớp thứ i ;

Tra bảng TCVN 2737-1995 p = pc np Trong đó : p c : hoạt tải tiêu chuẩn được tra bảng TCVN 2737-1995 np : hệ số tin cậy được tra bảng TCVN 2737-1995

3.2.2.1 Tải trọng tác dụng lên bản nghiêng

Hình 3.3 Các lớp cấu tạo bậc thang

Bảng 3.1 Chiều dày tương đương của các lớp cấu tạo bậc thang theo phương bản xiên

Lớp cấu tạo Trọng lượng riêng (kN/m3)

Tĩnh tải tính toán (kN/m2) Đá hoa cương 24 0.02 0.027 1.2 0.778

Tĩnh tải do tay vịn cầu thang bằng sắt + gỗ: 0.3 kN/m

 Hoạt tải: p tc = 300(daN / m 2 ) = 3(kN / m 2 ) p tt = p tc  cos   n = 300 0.8831.2 = 317.9(daN / m 2 ) = 3.179(kN / m 2 )

3.2.2.2 Tải trọng tác dụng lên bản chiếu nghỉ

Cấu tạo bản chiếu nghỉ:

Hình 3.4 Các lớp cấu tạo bản chiếu nghĩ Bảng 3.2 Bảng tải trọng tác dụng lên chiếu nghĩ

Tải trọng Vật liệu Chiều dày (mm) γ (kN/m3) HSVT n

Tải tính toán (kN/m2) Tĩnh tải Đá hoa cương 0.02 24 1.2 0.48 0.576

Chọn sơ đồ tính toán là dầm đơn giản 1 đầu gối cố định, 1 đầu gối di động

Hình 3.5 Hoạt tải tác dụng

Hình 3.6 Tĩnh tải tác dụng

Hình 3.7 Nội lực bản thang

Thép cấu tạo theo phương ngang chọn 8a200

Các công thức tính toán :

+ Kiểm tra hàm lượng cốt thép:  min   max

(kN.m) h mm ho mm b mm  m  cm2 As Chọn thép As chọn cm2

Chuyển vị cho phép theo TCVN 5574-2012

3.2.4 Tính toán dầm chiếu nghĩ

Gồm tải trọng do bản thang truyền vào và tải trọng bản thân dầm thang

- Tải do bản thang truyền vào: RA = 27.83 kN , q1 = 27.83 kN/m

Hình 3.8 Tải trọng truyền vào dầm

- Tải trọng bản thân dầm thang: q2 = 0.3 x 0.4 x 25 x 1.1 = 3.3 kN/m

- Tải trọng tường xây trên dầm: g t = n  b t  h t   t = 1.1 0.21.7518 = 6.93 kN/m

Hình 3.9 Sơ đồ tính dầm chiếu nghĩ

Hình 3.11 Biểu đồ lực cắt

Chọn a = 40mm → h o = h − a = 400 − 40 = 360mm min max

Bảng 3.5 Thép dầm chiếu nghĩ

(mm 2 ) Chọn thép As chọn mm2 μ %

Chú ý : Thép ở gối lấy thép cấu tạo 212 có As = 226 (mm 2 )

 Thép đai: Đoạn đầu dầm (1/4L): Qmax = 54.05 kN

- Kiểm tra khống chế ứng suất nén chính:

 =  =  = − β = 0.01: hệ số phụ thuộc loại bê tông

Asw: diện tích tiết diện ngang một lớp đai

Vậy bê tông đủ khả năng chịu cắt.

TẢI TRỌNG VÀ TÁC ĐỘNG

Tĩnh tải

Cấu tạo sàn gồm các lớp sau:

Hình 4.1 Các lớp cấu tạo sàn

 Tải tác động lên sàn là tải phân bố đều do các lớp cấu tạo sàn:

Trong đó: hi : chiều dày các lớp cấu tạo sàn;

i :khối lượng riêng; n : hệ số vượt tải

Bảng 4.1 Bảng giá trị tĩnh tải các ô sàn thường tầng điển hình

Tĩnh tải tiêu chuẩn (kN/m 2 )

Tĩnh tải tính toán (kN/m 2 )

Bản thân kết cấu sàn 25 280 7.0 1.1 7.7

Tĩnh tải chưa tính TLBT sàn 1.33 1.659

Bảng 4.2 Bảng giá trị tĩnh tải các ô sàn: nhà vệ sinh, lô gia, mái

Tĩnh tải tiêu chuẩn (kN/m 2 )

Tĩnh tải tính toán (kN/m 2 )

Bản thân kết cấu sàn 25 280 7.0 1.1 7.7

Vữa lát nền, tạo dốc 18 50 0.9 1.3 1.17

Tĩnh tải chưa tính TLBT sàn 1.9 2.4

Bảng 4.3 Bảng giá trị tải tường gạch

Các loại tường gạch Trị tiêu chuẩn

Tải phân bố trên dầm (kN/m)

Hoạt tải

Bảng 4.4 Bảng giá trị hoạt tải các loại phòng

Loại phòng Hoạt tải tiêu chuẩn

(kN/m 2 ) Hệ số vượt tải Hoạt tải tính toán

Phòng ngủ, phòng khách, phòng bếp, phòng vệ sinh 1.5 1.3 1.95

Cầu thang, hành lang thông các phòng, sảnh 3 1.2 3.6

Sơ bộ tiết diện cột

Việc chọn sơ bộ kích thước tiết diện cột theo được tính toán một cách gần đúng theo công thức sau: t b b

Rb: Cường độ tính toán về nén của bê tông

N: Tổng lực nén sơ bộ, N = ntầng × q × Fs Fs: Diện tích mặt sàn truyền tải trọng lên cột đang xét ntầng: Số tầng phía trên tiết diện đang xét kể cả tầng mái q: Tải trọng tương đương tính trên mỗi mét vuông mặt sàn, trong đó gồm tải trọng thường xuyên và tạm thời trên bản sàn, trọng lượng dầm, tường, cột đem tính ra phân bố đều trên sàn Giá trị q được lấy theo kinh nghiệm thiết kế (q = 10 - 20 kN/m2) Lấy q = 10 kN/m2 kt: Hệ số xét đến ảnh hưởng khác như Moment uốn, hàm lượng cốt thép, độ mảnh của cột (kt = 1.1 ÷ 1.5) Lấy kt = 1.2

Bảng 4.5 Bảng tiết diện cột

 Lưu ý: Tiết diện cột được thay đổi theo cốt thép cột được tính ở chương sau.

Tải gió

Công trình nằm ở vùng gió IIA, dạng địa hình B

Công trình có chiều cao 56m, vượt quá 40m, do đó cần phải tính toán cả gió tĩnh và gió động gây ra bởi dao động riêng của công trình, theo quy định của TCVN 2737-1995 về tải trọng và tác động.

Tải trọng gió gồm 2 thành phần : Gió tĩnh và gió động

Với quan niệm tính toán xem sàn là tuyệt đối cứng theo phương ngang, tải trọng gió được truyền vào trọng tâm sàn

Gió tĩnh được xác định theo công thức:

Wo : Giá trị áp lực gió, lấy theo bản đồ phân vùng (phụ lục D và điều 6.4 TCVN

Công trình xây dựng tại TPHCM nằm trong vùng áp lực gió IIA, với giá trị Wo được xác định là 0.83 kN/m² Hệ số k được tính toán dựa trên sự thay đổi áp lực gió, theo bảng 5 TCVN 2737-1995, áp dụng cho dạng địa hình B.

C : Hệ số khí động, C =1.4 (tra bảng 6 TCVN 2737-1995) n : Hệ số vượt tải, n = 1.2

B : Bề rộng đón gió của khung đang xét (B = 27.8 m theo phương X, BG.2 m h : Diện truyền tải.(h = 3.3m)

Bảng 4.6 Bảng tải trọng gió tĩnh theo phương X và Y

Tên Tầng Chiều cao tầng

Giá trị tính toán thành phần tĩnh của gió

4.4.2 Gió động Để tính gió động cần phải xác định tần số dao động riêng ( fi )và dạng dao động của công trình bằng chương trình Etabs

Sau khi khai báo tiết diện của dầm, cột, sàn, cũng như tĩnh tải và hoạt tải đứng (không bao gồm tải trọng ngang), chương trình Etabs sẽ tính toán khối lượng, biên độ và chu kỳ dao động của các mode Đây là những thông số cơ bản để thực hiện tính toán gió động.

 Các bước tính toán gió động:

Bước 1: Giá trị tiêu chuẩn thành phần động chỉ kể đến xung vận tốc gió (f > fL=1.3Hz) được tính theo công thức 4.1 trang 8 TCVN 229-1999 [4]

W: Giá trị tiêu chuẩn thành phần tĩnh: W = W o k.c

Áp lực gió được xác định theo bản đồ phân vùng k, với hệ số tính dựa trên sự thay đổi của áp lực gió Hệ số khí động c và hệ số áp lực động của tải trọng gió ξ được tra cứu từ bảng 3 TCVN 229-1999 Hệ số tương quan không gian áp lực động ν được lấy từ bảng 4, trong đó các hệ số ρ và χ được tham khảo từ bảng 5 TCVN 229-1999 Đối với mode 1 và mode 2, giá trị ν2 và ν3 được quy định là 1.

Bước 2: Giá trị tiêu chuẩn thành phần động có xét đến lực quán tính (f < fL=1.3Hz) được xác định theo công thức 4.3 trang 10 TCVN 229-1999 [4]

Mk: Khối lượng của phần công trình mà trọng tâm có độ cao z ξ: Hệ số động lực phụ thuộc hệ số ε: (công thức 4.4 trang 10 TCVN 229-1999) [4]

: Hệ số độ tin cậy của tải trọng gió lấy = 1.2

Wo: Giá trị tiêu chuẩn của áp lực gió (N/m 2 ) xác định theo vùng gió = 0.83(kN/m 2 ) fi: Tần số ứng với dạng dao động thứ i (Hz)

Hình 4.2: Đồ thị xác định hệ số động lực

Từ  tra đồ thị hình 2.4.6 (Tương ứng hình 2 trang 10 – TCXD 229 : 1999) [4] được 

Công trình bê tông cốt thép có kích thước  = 0.3 cần xác định hệ số động lực ξ y theo đường cong số 1 Điều này giúp đánh giá dịch chuyển ngang của công trình ở độ cao z tương ứng với dạng dao động thứ i.

: Được xác định theo công thức 4.5 TCVN 229-1999 [4]

Khối lượng của phần công trình được xác định bằng tổng tĩnh tải đứng và 50% hoạt tải trên sàn, với trọng tâm có độ cao z Đồng thời, y đại diện cho dịch chuyển ngang của trọng tâm phần thứ k.

WFj: Giá trị tiêu chuẩn thành phần động chỉ kể đến xung vận tốc gió (f > fL=1.3hz)

Bước 3: Giá trị tính toán thành phần động của tải trọng gió được xác định theo công thức 4.10

W tt là giá trị tính toán của tải trọng gió hoặc áp lực gió

Wp là giá trị tiêu chuẩn của tải trọng gió, trong khi γ là hệ số độ tin cậy của tải trọng gió, được xác định là 1.2 Hệ số β là yếu tố điều chỉnh tải trọng gió theo thời gian giả định của công trình, được xác định theo bảng 6 trong TCVN 229 – 1999.

Tính giá trị thành phần động chỉ kể đến xung vận tốc gió(f>fL) của các mode

Bảng 4.7 Chu kỳ và khối lượng hữu hiệu các mode

Nhận xét : các tần số dao động riêng: f1 = 0.55 Hz : Dao động theo phương Y f2 = 0.56 Hz : Dao động theo phương X f3 = 0.57 Hz : Xoắn

Vì f4 > fL = 1.3 Hz, chúng ta sẽ dừng lại ở mode 3 Tuy nhiên, do mode 3 là xoắn, nên cần xem xét ảnh hưởng của dao động 1 và 2 khi xác định thành phần dao động của tải trọng gió.

Bảng 4.8 Khối lượng, tâm khối lượng, tâm cứng tại mỗi cao trình sàn

Dưới đây là bảng dữ liệu về khối lượng và vị trí của các tầng trong công trình, với các thông số quan trọng như MassX, MassY, XCM, YCM, XCR, và YCR Các giá trị này phản ánh sự phân bố khối lượng và vị trí trọng tâm của từng tầng từ STORY1 đến STORY17 Đặc biệt, trong chế độ 1, dao động theo phương X được xác định qua giá trị dịch chuyển UX, cung cấp cái nhìn sâu sắc về động lực học của công trình.

Bảng 4.9 Giá trị dich chuyển theo phương X mode 2

Story Diaphragm Mode UX UY UZ RX RY RZ

STORY1 D1 2 -0.0001 0 0 0 0 0 Đối với Mode 2: dao động theo phương Y nên ta lấy giá trị dịch chuyển UY trong bảng bên dưới:

Bảng 4.10 Giá trị dich chuyển theo phương Y mode 1

Story Diaphragm Mode UX UY UZ RX RY RZ

Bảng 4.11 Gió động theo phưỡng X

Chuyển vị tầng y ij (mm)

M (Kg) k W Fj (kN) W động

Bảng 4.12 Gió động theo phưỡng Y

Chuyển vị tầng y ij (mm)

M (Kg) k W Fj (kN) W động

Tính toán lưc đôn ̣ g đât́ theo tiêu chuân̉ TCXDVN 9386-2012 “Thiết kế công trình chiu động đất” [5]

❖ Tính toán tải trọng động đất theo phương pháp phổ phản ứng

Công trình tọa lạc tại Quận 2, Thành phố Hồ Chí Minh, Việt Nam, và được phân loại theo Phụ lục H của TCVN 9386-2012, cụ thể là "Bảng phân vùng gia tốc nền theo địa danh hành chính" Đỉnh gia tốc nền agR đã được xác định dựa trên các tiêu chuẩn này.

Bảng 4.13 Bảng đỉnh gia tốc nền của công trình Địa danh Tọa độ

Chọn phương pháp phân tích phổ phản ứng theo dạng dao động để xác định động đất tác động lên công trình:

 Xác định phổ thiết kế Sd (T) theo công thức:

Sd(T) - Phổ thiết kế đàn hồi

TB - Giới hạn dưới của chu kỳ, ưng với đoạn nằm ngang của phổ phản ứng gia tốc

TC – Giới hạn trên của chu kỳ, ưng với đoạn nằm ngang của phổ phản ứng gia tốc

TD – Giá trị xác định điểm bắt đầu của phần phản ứng dịch chuyển không đổi trong phổ

Bảng 4.14 Bảng giá trị của các tham số đất nền

Loại đất nền S TB TC TD

 Gia tốc đỉnh đất nền thiết kế:

- Gia tốc đỉnh đất nền thiết kế a g ứ ng với trạng thái giới hạn cực hạn xác định thông qua gia tốc trọng trường:

+ hệ số tầm quan trọng γ1 = 1- Theo phụ lục E của TCVN 9386-2012 [5] với công trình thuộc cấp II (công trình cao 14 tầng)

Vậy theo TCVN 9386-2012 thì: a g = 0.84 > 0.08*9.81= 0.785, ta cần giải pháp kháng chấn cho công trình

Hệ số ứng xử với cận dưới của nền thiết kế theo phương nằm ngang là β = 0.2 Hệ số ứng xử q0 = 3.9 phụ thuộc vào loại kết cấu và tính đều đặn của nó theo mặt đứng, được tra cứu trong bảng 5.1 cho hệ kết cấu khung hỗn hợp nhiều tầng nhiều nhịp Hệ số phản ứng dạng phá hoại kw = 1.0 thường gặp trong kết cấu có tường với hệ kết cấu khung hỗn hợp nhiều tầng nhiều nhịp Từ đó, hệ số ứng xử với tác động theo phương ngang của công trình được tính là q = q0.kw = 3.9, với điều kiện q ≥ 1.5.

Bảng 4.15 Phân tích phổ thiết kế

Hình 4.3 Biểu đồ phổ thiết kế dùng cho phân tích đàn hồi

T (s) Phổ gia tốc thiết kế

TÍNH TOÁN KHUNG TRỤC 3 – B

Quan niệm tính toán

- Đây là công trình thuộc hệ khung chịu lực

Tỷ số L/B của công trình là 1.7, nhỏ hơn 2, cho thấy độ cứng của khung ngang và khung dọc không chênh lệch nhiều Do đó, cần tính toán nội lực theo khung không gian Trong trường hợp này, liên kết giữa dầm và cột được coi là các nút cứng, và công trình được ngàm tại vị trí đáy sàn tầng bán hầm.

Các trường hợp tải và tổ hợp tải trọng

Kết cấu khung bê tông cốt thép là một hệ thống siêu tĩnh bậc cao, do đó mỗi loại tải trọng sẽ tạo ra một trường hợp nội lực tương ứng Để xác định nội lực nguy hiểm nhất trong khung, thường áp dụng các phương pháp chất tải khác nhau.

Bảng 5.1 Bảng các trường hợp tải tác dụng lên khung

STT KÝ HIỆU TÍNH CHẤT

1 DL Trọng lượng bản thân cấu kiện

2 SDL Tải trọng hoàn thiện

4 LL1 Hoạt tải sử dụng 1

5 LL2 Hoạt tải sử dụng 2

Gồm có tổ hợp chính và tổ hợp phụ (thuộc tổ hợp cơ bản)

- Tổ hợp chính : Tĩnh tải + 1 tải trọng tạm thời (lấy toàn bộ)

- Tổ hợp phụ : Tĩnh tải + 2 hoặc 3 tải trọng tạm thời (lấy 90%)

- Ngoài ra còn có một tổ hợp BAO, kể đến trường hợp nguy hiểm nhất

Kết quả nội lực

Hình 5.12 Biểu đồ moment khung trục B

Hình 5.2 Biểu đồ moment khung trục 3

Tính toán thép cho hệ khung

Hình 5.3 Mặt bằng kết cấu khung

Chon dầm B2 tầng điển hình tính dại diện

Qmax = 208.76 (KN) Dầm có tiết diện 300x600 mm, chiều dài L=5.5m Điều kiện tính toán cốt đai:

 b3 ( 1+  f + n )  b R bt bh 0  Q  0.3 wl  bl  b R b bh 0

 1 = 0 hệ số xét đến ảnh hưởng của cánh chịu nén.

 n = 0 hệ số xét đến ảnh hưởng lực dọc Thông số tính toán cốt đai:

• Chọn thép AIII làm cốt đai có; Rs=Rsc65 MPa

• Lớp bêtông bảo vệ a`mm h0`0-60T0mm

• Chọn thép 8 làm thép đai, đai 2 nhánh  Asw =1.01 cm 2

→ Bêtông không đủ khả năng chịu cắt nên phải bố trí thêm cốt đai

Khoảng cách giữa các cốt đai theo tính toán:

Với  b 2 =2 đối với bêtông nặng

=      = Khoảng cách lớn nhất giữa các cốt đai:

= = = Khoảng cách giữa các cốt đai theo cấu tạo (tại gối)

Khoảng cách cốt đai theo điều kiện kháng chấn:

Vậy khoảng cách thiết kế của cốt đai là S=min S S tt ; max;S S ct ; kc 0mm

Chọn khoảng cách thiết kế cốt đai là s = 150mm

Kiểm tra lại điều kiện Q  0.3wl  bl  bRbbh0

0.3   wl bl b R bh b 0 =0.3 1.14 0.847 1 17000 0.325 0.54 680.4      = kN> Q Thõa điều kiện

Kiểm tra điều kiện đặt cốt xiên: w w min 2

Vậy không cần đặt cốt xiên

Khoảng cách cốt đai theo cấu tạo (tại nhịp)

Chọn cốt đai theo cấu tạo 8a300

Bảng 5.2 Bảng Cốt thép dầm tầng điển hình Story3

M 3 b h a As μ% Chon thep Aschon kN.m cm cm cm cm² CL GC cm²

Mặt bằng đối xứng 2 phương nên ta chỉ cần tính các cột C5, C6, C7, C1,C13 cho công trình

Hệ khung trong trường hợp này hoạt động theo sơ đồ khung không gian, khiến các cột phải chịu đồng thời lực nén và mômen theo hai phương M2 và M3 Do đó, các cột không chỉ chịu nén mà còn chịu uốn, nên cần tính toán chúng như các cấu kiện chịu nén lệch tâm xiên.

Việc tính toán cột lệch tâm xiên chính xác gặp nhiều khó khăn do cần phải bố trí thép cho cột trước, sau đó kiểm tra khả năng chịu lực Với kích thước tiết diện cột đã cho và lượng thép được bố trí, ta có thể xác định khả năng chịu lực của cột, bao gồm khả năng chịu nén và chịu uốn Sự tương tác giữa khả năng chịu nén và uốn của cột được thể hiện qua đường cong tương tác.

Đường cong tương tác trong không gian rất phức tạp, vì vậy bài viết này áp dụng phương pháp tính gần đúng Cụ thể, cột lệch tâm xiên được quy đổi thành cột lệch tâm phẳng tương đương, nhằm xem xét sự làm việc theo hai phương của cột.

Nguyên tắc tính toán thép cột theo cấu kiện chịu nén lệch tâm xiên:

Phương pháp tính gần đúng cốt thép trong sơ đồ nén lệch tâm xiên được áp dụng khi có điều kiện phân bố đều hoặc mật độ cốt thép trên cạnh b lớn hơn.

Tiết diện chịu lực nén N,mômen uốn độ lệch tâm ngẫu nhiên Sau khi xét uốn dọc theo hai phương,tính được hệ số Mômen đã gia tăng

Trong đó độ lệch tâm ngẫu nhiên được xác định như sau :

Tùy theo tương quan giữa với kích thước các cạnh mà đưa về một trong hai mô hình tính toán (theo phương x hoặc theo phương y )

➢ Tính hệ số uốn dọc :

Với lực nén tới hạn được xác định theo công thức sau:

Trong đó : với :L chiều cao tầng

: hệ số xét đến cốt thép ứng lực trước đến độ cứng của cấu kiện

➢ Tính mômen tương đương Độ lệch tâm : , với hệ kết cấu siêu tĩnh

➢ Có thể tính toán độ mảnh theo hai phương như sau :

Xét trường hợp lệch tâm :

➢ Trường hợp 1: Lệch tâm rất bé khi tính toán gần như nén đúng tâm

Hệ số ảnh hưởng độ lệch tâm

Hệ số uốn dọc thêm khi xét đúng tâm :

Khi : tính theo công thức sau:

Diện tích của toàn bộ cốt thép A st xác định theo công thức:

➢ Trường hợp 2 :khi đồng thời Trường hợp lệch tâm bé

Xác định chiều cao vùng nén x theo công thức gần đúng như sau:

Diện tích của toàn bộ cốt thép tính theo công thức :

➢ Trường hợp 3 :khi đồng thời Tính toán theo trường hợp lệch tâm lớn

Tính A st theo công thức :

Sau khi tính toán cốt thép cho cấu kiện chịu nén lệch tâm xiên, ta xác định được diện tích thép cần thiết Tiếp theo, cần bố trí thép và kiểm tra khả năng chịu lực của cột dựa trên lượng thép đã tính toán, sử dụng phương pháp biểu đồ tương tác để đảm bảo tính chính xác và an toàn cho công trình.

Nguyên tắc tính toán để lặp biểu đồ tương tác như sau:

Lập công thức hình chiếu :

Công thức thực nghiệm để xác định i :

Nếu à à min thỡ chọn cốt thộp theo A s

Kiểm tra hàm lượng cốt thộp tổng à t

Bảng 5.3 Tổng hợp thép cột

Tầng Cột P( Kn) My Mx Cx Cy As μ% Chọn thép As chọn

STORY17 C1 -173.11 -184.01 -107.34 40.00 40.00 -73.86 -5.13 4ỉ22 15.20 STORY16 C1 -495.38 -180.25 -122.73 40.00 40.00 -63.70 -4.42 4ỉ22 15.20 STORY15 C1 -840.90 -179.38 -116.03 40.00 40.00 -53.61 -3.72 4ỉ22 15.20 STORY14 C1 -1188.30 -176.98 -112.81 40.00 40.00 -43.47 -3.02 4ỉ22 15.20 STORY13 C1 -1537.49 -175.51 -108.19 40.00 40.00 -33.28 -2.31 4ỉ22 15.20 STORY12 C1 -1890.71 -173.01 -102.32 40.00 40.00 -22.97 -1.59 4ỉ22 15.20 STORY11 C1 -2248.02 -172.33 -96.85 40.00 40.00 -12.53 -0.87 4ỉ22 15.20 STORY10 C1 -2609.04 -148.85 -79.62 40.00 40.00 -2.00 -0.14 4ỉ22 15.20 STORY9 C1 -2983.64 -192.40 -96.65 45.00 45.00 -12.35 -0.67 6ỉ22 22.81

The dataset presents a series of stories categorized by different identifiers (STORY1 to STORY17) across various categories (C1, C5, C6) Each entry includes numerical values that reflect changes in specific metrics over time For instance, STORY1 in category C1 shows a significant decrease of -6336.12, while STORY1 in category C5 has a lower decrease of -6993.17 Notably, STORY6 in category C6 reports a substantial decrease of -8108.61, indicating a trend of declining values across the dataset The data also highlights fluctuations in other parameters, such as changes in values related to specific timeframes (e.g., 4ỉ22, 10ỉ22, 16ỉ22) and varying metrics across different categories, emphasizing the need for further analysis to understand the underlying patterns and implications.

The data presented reflects the performance metrics of various stories, categorized under C7 and C13 For C7, the trend shows a consistent decrease in values from STORY1 to STORY17, with STORY1 at -6386.25 and STORY17 at -139.23, indicating a significant downward trajectory Meanwhile, in C13, the values also decline from STORY1 at -6134.49 to STORY17 at 139.23, albeit with fluctuations Each story is characterized by specific metrics including numerical values, percentages, and other performance indicators, suggesting varying levels of success or challenges faced The consistent format across both categories aids in comparative analysis, providing insights into performance trends over time.

5.4.3 Tính toán phần tử vách

Vách là cấu trúc chịu lực quan trọng trong nhà cao tầng, nhưng việc tính toán cốt thép cho vách vẫn chưa được quy định rõ ràng trong tiêu chuẩn thiết kế của Việt Nam Do đó, trong đồ án này, chúng tôi áp dụng phương pháp "giả thiết vùng biên chịu môment" để thực hiện tính toán cốt thép cho vách cứng.

Nội dung của phương pháp ”giả thiết vùng biên chịu mômen”

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

Vách cứng được lắp đặt để chịu tải trọng ngang tác động song song với mặt phẳng của nó, do đó, khả năng chịu mô men ngoài mặt phẳng Mx và lực cắt vuông góc với mặt phẳng Qy thường được bỏ qua Chỉ cần xem xét tổ hợp nội lực bao gồm: N, My và Qx.

Hình 5.5 Nội lực trong vách cứng

Phương pháp này cho rằng cốt thép ở hai đầu vách được thiết kế để chịu toàn bộ momen, trong khi lực dọc trục được giả định phân bố đều trên toàn bộ chiều dài vách.

 Các giả thiết cơ bản:

+ Ứng suất kéo do cốt thép chịu Ứng suất nén do bêtông và cốt thép chịu

+ Xét vách cứng chịu tải trọng N z , M y, biểu đồ ứng suất tại các điểm trên mặt cắt ngang của vách cứng

Hình 5.6 Phân chia vùng cho vách cứng

Bước 1: Giả định chiều dài B của vùng biên chịu momen Xem xét vách chịu lực dọc trục N và momen uốn trong mặt phẳng My, momen này tương đương với một cặp ngẫu lực đặt ở hai vùng biên của vách.

- Bước 2: Xác định lực kéo hoặc nén trong vùng biên

Trong đó: F : Diện tích mặt cắt vách

Fb : Diện tích vùng biên

- Bước 3: Tính diện tích cốt thép chịu kéo, nén

Để tính toán cốt thép cho vùng biên của cột chịu kéo - nén đúng tâm, cần xác định khả năng chịu lực của cột theo công thức cụ thể.

Trong đó: Rn, Ra: Cường độ tính toán chịu nén của BT và của cốt thép

Fb, Fa: diện tích tiết diện BT vùng biên và của cốt thép dọc

  1 : hệ số giảm khả năng chịu lực do uốn dọc (hệ số uốn dọc) Xác định  theo công thức thực nghiệm, chỉ dung dược khi 14  104

=i : Độ mảnh của cột Với: lo : chiều dài tính toán của cột imin: bán kính quán tính của tiết diện theo phương mảnh => imin= 0.288 b

Từ công thức trên ta suy ra diện tích cốt thép chịu nén : n a nén b a

Khi N < 0, tức là trong vùng biên chịu kéo, ứng lực kéo mà cốt thép phải chịu sẽ được xác định theo công thức tính diện tích cốt thép chịu kéo.

Bước 4: Kiểm tra hàm lượng cốt thép Nếu không đạt yêu cầu, cần tăng kích thước B của vùng biên và tính toán lại từ bước 1 Chiều dài B tối đa của vùng biên không được vượt quá L/2; nếu vượt quá giá trị này, cần tăng bề dày tường.

Khi tính ra F a < 0: đặt cốt thép chịu nén theo cấu tạo Theo TCVN 5574-2012 Thép cấu tạo cho vách cứng trong vùng động đất trung bình và mạnh

+ Cốt thép đứng: hàm lượng 0.6(%)   3.5(%)

+Cốt thép ngang: hàm lượng  0.4(%) nhưng không chọn ít hơn 1/3 hàm lượng của cốt thép dọc

Trong tính toán nội lực vách này chọn hàm lượng thép dọc cấu tạo của các vùng:

Bước 5: Kiểm tra các phần tường còn lại để đảm bảo rằng cấu kiện chịu nén được đặt đúng tâm Nếu bê tông đã đạt đủ khả năng chịu lực, cốt thép chịu nén trong khu vực này sẽ được bố trí theo đúng cấu tạo.

- Bước 6 : Tính cốt thép ngang

THỐNG KÊ ĐỊA CHẤT KHU ĐÁT XÂY DỰNG

Tổng quan về nền móng

Móng là bộ phận chịu toàn bộ tải trọng của công trình và truyền tải xuống nền, đảm bảo cả móng và nền hoạt động hiệu quả mà không vượt quá giới hạn cho phép Việc tính toán nền móng cần thực hiện với tổ hợp nội lực xấu nhất trong suốt quá trình thi công và sử dụng.

Việc tính toán nền móng dựa trên biến dạng là cần thiết để xác định kích thước móng, nhằm đảm bảo rằng độ lún không vượt quá mức cho phép Quá trình này được thực hiện với tổ hợp tải trọng tiêu chuẩn.

Việc tính toán cường độ là rất quan trọng để đảm bảo nền không bị hư hại do quá tải, đồng thời duy trì sự ổn định cho móng trong các trường hợp trượt và lật Quá trình xác định chiều cao móng và cốt thép sẽ được thực hiện dựa trên tải trọng tính toán.

Địa chất khu đất xây dựng

 Mực nước ngầm ở độ sâu 1m so với mặt đất tự nhiên Từ mặt đất tự nhiên đến chiều sâu khảo sát là 80m , bao gồm các lớp đất:

Bảng 6.1 Bảng các lớp đất trên mặt cắt địa chất

Số mẫu thử Đất đắp 0.0÷1.0 1.0

Số 1: CL-GC Sét lẫn các min,dẻo mềm 1.0 ÷ 6.5 5.5 3

Cát lẫn sét,chặt vừa 6.5 ÷ 12 5.5 2

Cát hạt trung,chặt vừa 12÷39.5 27.5 14

Số 4: CH-CL Sét trạng thái nửa cứng 39.5 ÷ 47 7.5 4

Số 5: SC-SM (3) Cát hạt trung trạng thái chặt 47 ÷ 70.0 23 9

 Thống kê địa chất lớp đất số 1

Bảng 6.2 Bảng thống kê dung trọng riêng tự nhiên lớp đất số 1

STT Mẫu Độ sâu (m) Ai Atb Ai-Atb (Ai-Atb) 2 Nhận xét

Kiểm tra thống kê σ= 0.2517 v= 0.012 [v] = 0.05 Thỏa

Atc = Atb = 20.83 Độ ẩm tự nhiên:

Bảng 6.3 Bảng thống kê độ ẩm tự nhiên lớp đất số 1

Kiểm tra thống kê σ= 1.7010 v= 0.096 [v] = 0.15 Thỏa

Dung trọng riêng đẩy nổi:

Bảng 6.4 Bảng thống kê dung trọng riêng đẩy nổi lớp đất số 1

Kiểm tra thống kê σ = 0.2887 v= 0.026 [v] = 0.05 Thỏa

Bảng 6.5 Bảng thống kê chỉ số dẻo lớp đất số 1

Kiểm tra thống kê σ= 5.8129 v = 0.404 [v] = 0.15 Không

Bảng 6.6 Bảng thống kê chỉ số dẻo lớp đất số 1 (hiệu chỉnh)

STT Mẫu Độ sâu (m) Ai Atb Ai-Atb (Ai-Atb) 2

Bảng 6.7 Bảng thống kê độ sệt lớp đất số 1

Kiểm tra thống kê σ = 0.3761 v = 1.095 [v]= 0.15 Không Thỏa

Bảng 6.8 Bảng thống kê độ sệt lớp đất số 1 (hiệu chỉnh)

STT Mẫu Độ sâu (m) Ai Atb Ai-Atb (Ai-Atb) 2

Bảng 6.9 Bảng thống kê hệ số rỗng theo cấp áp lực lớp đất số 1

STT Mẫu Độ sâu (m) Ai (e0.5) Atb

Atc = Atb = 0.517 STT Mẫu Độ sâu (m) Ai (e0.5) Atb

Lực dính và góc ma sát trong:

Bảng 6.10 Bảng thống kê lực dính và góc ma sát trong lớp đất số 1

Tổng hợp địa chất

Tổng hợp tương tự cho các lớp đất tiếp theo được trình bày trong bảng tính

Bảng 6.11 Bảng tổng hợp địa chất

Dung trọng riêng tự nhiên 20.83 20.5 20.64 20.71

Dung trọng riêng đẩy nổi 11.07 11.05 10.97 11.15

Chỉ số dẻo 11.05 11.75 11 13.5 3.9 Độ sệt 0.13 0.03 0.02 0.07 0

Hệ số rỗng theo cấp tải trọng

Hình 6.1 Biểu đồ SPT của hố khoan

THIẾT KẾ KẾT CẤU NỀN MÓNG

Tổng quan về cọc khoan nhồi

 Khái quát về cọc khoan nhồi

Cọc khoan nhồi là loại cọc được đổ tại chỗ, thường được sử dụng cho các công trình cầu đường, thủy lợi, dân dụng và công nghiệp Tại Thành phố Hồ Chí Minh, việc áp dụng cọc khoan nhồi trong xây dựng nhà cao tầng đã có nhiều tiến bộ, đặc biệt trong điều kiện xây chen Sau khi thi công, chất lượng cọc khoan nhồi thường được kiểm tra bằng các phương pháp như thí nghiệm nén tĩnh, siêu âm, đo sóng ứng suất và tia γ Cọc khoan nhồi có những ưu điểm và nhược điểm riêng, cần được xem xét kỹ lưỡng trong quá trình thiết kế và thi công.

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

Phương pháp thi công không gây chấn động cho các công trình xung quanh, rất phù hợp cho việc xây dựng chen trong các đô thị lớn Nó giúp khắc phục những nhược điểm của các loại cọc đóng khi thi công trong điều kiện đô thị.

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

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

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

- Giá thành thường cao so với phương án móng cọc khác

- Công nghệ thi công cọc đòi hỏi kỹ thuật cao

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

Khối lượng bê tông có thể bị thất thoát trong quá trình thi công nếu thành hố khoan không đảm bảo và dễ bị sập Ngoài ra, việc nạo vét ở đáy lỗ khoan trước khi đổ bê tông cũng có thể gây ảnh hưởng xấu đến chất lượng thi công cọc.

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

Chọn sơ bộ thông số cọc

Cọc dài 42m ; đường kính 0.8m; đặt 2425; mũi cọc ngàm vào lớp đất 4 (D01)

Cọc dài 42m ; đường kính 0.8m; đặt 2425; mũi cọc ngàm vào lớp đất 4 (D02)

- Chọn sơ bộ chiều cao đài cọc: hđài = 1.8 m

-Chọn chiều sâu đặt móng: hm = 1.5 + 1.8 = 3.3 m (đối với D01)

- Chọn chiều sâu đặt móng: hm = 3.2 + 1.8 = 5 m (đối với D02)

- Cọc ngàm vào đài 0.2m và đập đầu cọc 0.8m do đó mũi cọc D01 ở độ sâu 44.5m so với mặt đất tự nhiên ( 46.2m đối với cọc D02)

- Công thức tính thép cho đài móng:

Tính toán sức chịu tải của cọc D01

7.3.1 Theo vật liệu làm cọc

Sức chịu tải vật liệu làm cọc tính theo công thức:

( ' ) vl cb cb b b sc sc

+  = cb 0.85 : Hệ số điều kiện làm việc của bê tông

+  = cb ' 0.7 : Hệ số kể đến điều kiện thi công

+ R b = 17( MPa ) : Cường độ chịu nén của bê tông

+ A b : Diện tích mặt cắt ngang cọc

+ R sc 65(MPa) :- Cường độ chịu nén cốt thép

+ A sc : Diện tích cốt thép

+  : Hệ số kể đến ảnh hưởng uốn dọc :

Trong đó: • Cọc đài thấp l 0 = 0( ) m

• = c 3: Hệ số điều kiện làm việc

•E=E b 2500(MPa): Mô đun vật liệu làm cọc

• I = 0.1 x D 4 = 0.04(m 4 ) - Moment quán tính tiết diện ngang cọc

• K560 kN/m4 – Hệ số tỷ lệ phụ thuộc vào đất bao quanh cọc (Tra bảng A.1 TCVN 10304-2014)

= D = =  → = Vậy sức chịu tải của vật liệu làm cọc là:

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

Sức chịu tải của cọc theo TCVN 10304-2014:

Rcu = c(cq.qp.Ap + ucf.fi.li) Các hệ số trong công thức:

Hệ số điều kiện làm việc của cọc, ký hiệu là c, được xác định dựa trên loại nền đất Cụ thể, khi cọc tựa trên nền đất dính với độ bão hòa Sr < 0.9, giá trị c là 0.8 Trong trường hợp nền đất hoàng thổ, giá trị cũng là 0.8, còn đối với các trường hợp khác, giá trị c được lấy là 1 Do đó, chúng ta sẽ sử dụng c = 1 cho tính toán.

 cq là hệ số điều kiện làm việc của đất dưới mũi cọc, lấy cq = 0.9 cho trường hợp dung phương pháp đổ bê tông dưới nước

 qp : cường độ sức kháng của đất dưới mũi cọc

 Ap là diện tích tiết diện ngang của mũi cọc Ở đây, cọc khoan nhồi không mở rộng mũi: lấy bằng diện tích tiết diện ngang của cọc Ap = 0.5 m 2

 u là chu vi tiết diện ngang thân cọc, u =  D = 3.14  0.8 =2.512 (m)

 cf là hệ số điều kiện làm việc của đất trên thân cọc, phụ thuộc vào phương pháp tạo lỗ và điều kiện đổ bê tông

 fi : cường độ sức kháng trung bình của lớp đất thứ i trên thân cọc, lấy theo bảng 3, TCVN

 li : chiều dài đoạn cọc nằm trong lớp đất thứ i

Cường độ sức kháng của đất dưới mũi cọc q b được xác định như sau:

Các hệ số không thứ nguyên α1, α2, α3, α4 phụ thuộc vào trị số góc ma sát trong tính toán φ1 của nền đất, được xác định theo bảng 6 và nhân với hệ số chiết giảm 0.9.

  I ' là dung trọng tính toán của nền đất dưới mũi cọc (có xét đến tác dụng đẩy nổi trong đất bão hòa nước)

  I : là dung trọng tính toán trung bình (tính theo các lớp) của đất nằm trên mũi cọc (có xét đến tác dụng đẩy nổi trong đất bão hòa nước)

 d : là đường kính cọc khoan nhồi qb = 0.750.340.9(0.99.511.150.6+0.9218.60.4411.0344.5)

Bảng 7.1 Bảng sức kháng ma sát thành của cọc khoan nhồi theo chỉ tiêu cơ lí D01

Lớp đất Độ sâu Trung bình li fi lifi

Vậy Rc,u = c(cq.qp.Ap + ucf.fi.li)

7.3.3 Sức chịu tải của coc theo SPT

Sức chịu tải cực hạn của cọc theo viện kiến trúc Nhật Bản:

Rcu = qp.Ap + u(fc,i.lc,i + fs,i.ls,i)

+ qp : cường độ sức kháng của đất dưới mũi cọc Khi mũi cọc nằm trong đất rời, qb 0Np cho cọc khoan nhồi

+ Np : chỉ số SPT trung bình trong khoảng 1D dưới và 4D trên mũi cọc

+ Ap là diện tích tiết diện ngang của mũi cọc Ở đây, cọc khoan nhồi không mở rộng mũi: lấy bằng diện tích tiết diện ngang của cọc Ap = 0.5 m 2

+ u là chu vi tiết diện ngang thân cọc, u =  D = 3.14x0.8 = 2.512 (m)

+ fc,i : cường độ sức kháng trên đoạn cọc nằm trong lớp đất dính thứ i fc,i = αpfLcu,i + lc,i : chiều dài đoạn cọc nằm trong lớp đất dính thứ i

+ Theo tiêu chuẩn đối với móng cọc khoan nhồi fL=1

+ Cu,i = 6.25Nc,i là cường độ sức kháng không thoát nước của lớp đất dính, Nc,i là chỉ số SPT trung bình trong đất dính

+ fs,I : cường độ sức kháng trên đoạn cọc nằm trong lớp đất rời thứ i : , ,

+ ls,i : chiều dài đoạn cọc nằm trong lớp đất rời thứ i

+ Ns,i là chỉ số SPT trung bình trong lớp đất rời thứ “i’’

+ Hệ số αp được tra trong biểu đồ

Hình 7.1 Bảng tra hệ số αp

+ Chỉ số SPT trung bình của lớp đất dính 1 cọc đi qua (3.3m đến 6.5m)

+ Áp lực hiệu quả thẳng đứng:  v ' 83 1 (20.83 9.81) 5.5 + −  44(kN m/ 2 )

+ Áp lực hiệu quả thẳng đứng:

+ Chỉ số SPT trung bình của lớp đất rời thứ 2 cọc đi qua (6.5m đến 12m)

+ Chỉ số SPT trung bình của lớp đất rời thứ 3 cọc đi qua (12m đến 39.5m)

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

+ qb: cường độ sức kháng của đất dưới mũi cọc qb = cNc + qpNq

+ c = 60(kN/m 2 ) : lực dính đất dưới mũi cọc

+ qp : ứng suất hữu hiệu theo phương thẳng đứng do đất gây ra tại cao trình mũi cọc q  p =3.3 22 3.2 11.07 5.5 11.05 27.5 10.97 5 11.15 +  +  +  + 

• Nc, Nq : hệ số sức chịu tải của đất dưới mũi cọc (với  = 22.7 0 )

+ fi : Sức kháng trung bình của lớp đất thứ i trên thân cọc Đối với đất rời:

 ca : lực dính giữa thân cọc và đất, cọc bê tông cốt thép c = 0.7c

 k i : hệ số áp lực ngang của lớp đất thứ i, k i = 1- sin i

  a ,i : góc ma sát giữa đất và cọc trong lớp đất rời thứ i, với cọc là cọc bê tông cốt thép chọn  a,i =  i

 v,zi: ứng suất pháp hiệu quả trung bình theo phương đứng của lớp đất thứ i. Đối với đất dính: fi =fci = cu,i

Lực dính không thoát nước của lớp đất thứ i, ký hiệu là cu,i, có thể được xác định bằng công thức cu,i = 6.25Nci (kPa) nếu không có dữ liệu từ thí nghiệm, trong đó Nci là chỉ số SPT của lớp đất dính thứ i.

 : hệ số không thứ nguyên xác định bằng đồ thị

Hình 7.2 Biểu đò xác định hệ số α Đối với lớp đất 2,3,:

Vậy sức chịu tải cực hạn của cọc:

 Sức chịu tải thiết kế của cọc:

Thiên về an toàn, tải trọng thiết kế phải lấy giá trị nhỏ nhất của các giá trị sức chịu tải cho phép tính ở trên: Rc,u = min{9364.5; 8040;11629}= 8040 (kN/m 2 )

Sức chịu tải cho phép:

Với:  0 =1.15: hệ số điều kiện làm việc trong móng nhiều cọc;

 n =1.15:hệ số tầm quan trọng của công trình ứng với tầm quan trong của công trình cấp II;

Q = kN R = kN → Có thể hạ cọc ở độ sâu thiết kế

Vậy chọn Qtk = 4600(kN) để thiết kế

7.3.5 Xác định độ cứng của cọc Độ cứng của cọc được xác định sơ bộ theo phụ lục B TCVN 10304-2014 dựa trên công thức kinh nghiệm theo biểu thức Vesic: cocdon k Q

Với độ lún cọc đơn cocdon 100

Trong đó: + S cocdon : Sức chịu tải của cọc đơn

+ Q = 4600 kN : Tải trọng tác dụng lên cọc, lấy bằng sức chịu tải của cọc + D = 0.8m: Đường kính cọc

+ A = 0.5 m 2 : Diện tích tiết diện ngang của cọc

+ E = 32500 MPa: Mô đun đàn hồi vật liệu làm cọc

Tính toán sức chịu tải của cọc D02

7.4.1 Theo vật liệu làm cọc

Sức chịu tải vật liệu làm cọc tính theo công thức:

( ' ) vl cb cb b b sc sc

+  = cb 0.85 : Hệ số điều kiện làm việc của bê tông

+  = cb ' 0.7 : Hệ số kể đến điều kiện thi công

+ R b = 17( MPa ) : Cường độ chịu nén của bê tông

+ A b : Diện tích mặt cắt ngang cọc

+ R sc 65(MPa) :- Cường độ chịu nén cốt thép

+ A sc : Diện tích cốt thép

+  : Hệ số kể đến ảnh hưởng uốn dọc :

Trong đó: • Cọc đài thấp l 0 = 0( ) m

• = c 3: Hệ số điều kiện làm việc

•E=E b 2500(MPa): Mô đun vật liệu làm cọc

• I = 0.1 x D 4 = 0.04(m 4 ) - Moment quán tính tiết diện ngang cọc

• K560 kN/m4 – Hệ số tỷ lệ phụ thuộc vào đất bao quanh cọc (Tra bảng A.1 TCVN 10304-2014)

= D = =  → = Vậy sức chịu tải của vật liệu làm cọc là:

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

Sức chịu tải của cọc theo TCVN 10304-2014:

Rcu = c(cq.qp.Ap + ucf.fi.li) Các hệ số trong công thức:

Hệ số điều kiện làm việc của cọc, ký hiệu là c, được xác định dựa trên loại nền đất mà cọc tựa vào Cụ thể, khi cọc đặt trên nền đất dính với độ bão hòa Sr nhỏ hơn 0.9, giá trị của c là 0.8 Trong trường hợp nền đất hoàng thổ, c cũng được xác định là 0.8 Đối với các trường hợp khác, giá trị của c được lấy là 1 Do đó, trong bài viết này, chúng ta sẽ sử dụng c = 1.

 cq là hệ số điều kiện làm việc của đất dưới mũi cọc, lấy cq = 0.9 cho trường hợp dung phương pháp đổ bê tông dưới nước

 qp : cường độ sức kháng của đất dưới mũi cọc

 Ap là diện tích tiết diện ngang của mũi cọc Ở đây, cọc khoan nhồi không mở rộng mũi: lấy bằng diện tích tiết diện ngang của cọc Ap = 0.5 m 2

 u là chu vi tiết diện ngang thân cọc, u =  D = 3.14  0.8 = 2.512 (m)

 cf là hệ số điều kiện làm việc của đất trên thân cọc, phụ thuộc vào phương pháp tạo lỗ và điều kiện đổ bê tông

 fi : cường độ sức kháng trung bình của lớp đất thứ i trên thân cọc, lấy theo bảng 3, TCVN

 li : chiều dài đoạn cọc nằm trong lớp đất thứ i

Cường độ sức kháng của đất dưới mũi cọc q b được xác định như sau:

Các hệ số không thứ nguyên α1, α2, α3, α4 phụ thuộc vào trị số góc ma sát của nền đất trong tính toán φ1 và được xác định theo bảng 6, sau đó nhân với hệ số chiết giảm 0.9.

  I ' là dung trọng tính toán của nền đất dưới mũi cọc (có xét đến tác dụng đẩy nổi trong đất bão hòa nước)

  I : là dung trọng tính toán trung bình (tính theo các lớp) của đất nằm trên mũi cọc (có xét đến tác dụng đẩy nổi trong đất bão hòa nước)

 d : là đường kính cọc khoan nhồi qb = 0.750.340.9(0.99.511.150.6+0.9218.60.4411.0346.2 )

Bảng 7.2 Bảng sức kháng ma sát thành của cọc khoan nhồi theo chỉ tiêu cơ lí D02

Lớp đất Độ sâu Trung bình li fi lifi

Vậy Rc,u = c(cq.qp.Ap + ucf.fi.li)

7.4.3 Sức chịu tải của coc theo SPT

Sức chịu tải cực hạn của cọc theo viện kiến trúc Nhật Bản:

Rcu = qp.Ap + u(fc,i.lc,i + fs,i.ls,i)

+ qp : cường độ sức kháng của đất dưới mũi cọc Khi mũi cọc nằm trong đất rời, qb 0Np cho cọc khoan nhồi

+ Np : chỉ số SPT trung bình trong khoảng 1D dưới và 4D trên mũi cọc

+ Ap là diện tích tiết diện ngang của mũi cọc Ở đây, cọc khoan nhồi không mở rộng mũi: lấy bằng diện tích tiết diện ngang của cọc Ap = 0.5 m 2

+ u là chu vi tiết diện ngang thân cọc, u =  D = 3.14x0.6 = 2.512 (m)

+ fc,i : cường độ sức kháng trên đoạn cọc nằm trong lớp đất dính thứ i fc,i = αpfLcu,i + lc,i : chiều dài đoạn cọc nằm trong lớp đất dính thứ i

+ Theo tiêu chuẩn đối với móng cọc khoan nhồi fL=1

+ Cu,i = 6.25Nc,i là cường độ sức kháng không thoát nước của lớp đất dính, Nc,i là chỉ số SPT trung bình trong đất dính

+ fs,I : cường độ sức kháng trên đoạn cọc nằm trong lớp đất rời thứ i : , ,

+ ls,i : chiều dài đoạn cọc nằm trong lớp đất rời thứ i

+ Ns,i là chỉ số SPT trung bình trong lớp đất rời thứ “i’’

+ Hệ số αp được tra trong biểu đồ

+ Áp lực hiệu quả thẳng đứng:  v ' 83 1 (20.83 9.81) 5.5 + −  44(kN m/ 2 )

+ Áp lực hiệu quả thẳng đứng:

+ Chỉ số SPT trung bình của lớp đất rời thứ 2 cọc đi qua (6.5m đến 12m)

+ Chỉ số SPT trung bình của lớp đất rời thứ 3 cọc đi qua (12m đến 39.5m)

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

+ qb: cường độ sức kháng của đất dưới mũi cọc qb = cNc + qpNq

+ c = 60(kN/m 2 ) : lực dính đất dưới mũi cọc

+ qp : ứng suất hữu hiệu theo phương thẳng đứng do đất gây ra tại cao trình mũi cọc q  p =  +5 22 1.5 11.07 5.5 11.05 27.5 10.97 6.7 11.15 +  +  + 

• Nc, Nq : hệ số sức chịu tải của đất dưới mũi cọc (với  = 22.7 0 )

+ fi : Sức kháng trung bình của lớp đất thứ i trên thân cọc Đối với đất rời:

 ca : lực dính giữa thân cọc và đất, cọc bê tông cốt thép c = 0.7c

 k i : hệ số áp lực ngang của lớp đất thứ i, k i = 1- sin i

  a ,i : góc ma sát giữa đất và cọc trong lớp đất rời thứ i, với cọc là cọc bê tông cốt thép chọn  a,i =  i

 v,zi: ứng suất pháp hiệu quả trung bình theo phương đứng của lớp đất thứ i. Đối với đất dính: fi =fci = cu,i

Lực dính không thoát nước của lớp đất thứ i, ký hiệu là cu,i, có thể được xác định bằng công thức cu,i = 6.25Nci (kPa) nếu không có số liệu từ thí nghiệm Trong đó, Nci là chỉ số SPT trong lớp đất dính thứ i.

 : hệ số không thứ nguyên xác định bằng đồ thị Đối với lớp đất 2,3,:

Vậy sức chịu tải cực hạn của cọc:

 Sức chịu tải thiết kế của cọc:

Thiên về an toàn, tải trọng thiết kế phải lấy giá trị nhỏ nhất của các giá trị sức chịu tải cho phép tính ở trên: Rc,u = min{8413; 10930;11711 }= 8413 (kN/m 2 )

Sức chịu tải cho phép:

Với:  0 =1.15: hệ số điều kiện làm việc trong móng nhiều cọc;

 n =1.15:hệ số tầm quan trọng của công trình ứng với tầm quan trong của công trình cấp II;

Q = kN  R = kN → Có thể hạ cọc ở độ sâu thiết kế

Vậy chọn Qtk = 4800(kN) để thiết kế.

Tính toán móng M1

Do 2 móng có chung tiết diện cột và nội lực tương đối gần nhau nên chọn nội lực lớn nhất để tính cho cả 2 móng

Thành phần Tính toán Hệ số Tiêu chuẩn

7.5.1 Xác định số lượng cọc

Chọn n=2 (cọc) để bố trí như hình vẽ

Hình 7.3 Bố trí cọc đài móng M1

Xác định tải trọng tác dụng lên đầu cọc

- Diện tích của đài cọc : Fđ = 1.6 ×4= 6.4 (m 2 )

- Trọng lượng của đất và đài: N đ =F đ   tb h m =6.4 22 1.8  %3.44(kN)

- Tổng tải trọng tác dụng : N tt i93.17 253.44+ r47(kN)

- Lực tác dụng lên đầu cọc :

Hình 7.4 Phản lực đầu cọc móng M1

Ta có Pmax = 3653 (kN) < Ptk = 4600 (kN) khi xét cho trường hợp cọc đơn Khi cọc làm việc theo nhóm thì phải kể tới hệ số nhóm

Hệ số nhóm η được tính theo công thức Converse Labarre:

Trong đó: + n1, n2 : số hàng cọc trong nhóm và số cọc trong 1 hàng, n1 = 1, n2 = 2

+ S : khoảng cách giữa hai tim cọc, s = 2.4 (m)

Khả năng chịu tải của cọc P c =   P tk = 0.898  4600 = 4130( kN )

+ Pmax = P2 = 3653 (kN) < 4130 (kN) : thoả yêu cầu

+ Pmin = P1 = 3642 (kN) > 0 : cọc không bị nhổ, không cần kiểm tra điều kiện chống nhổ

7.5.2 Kiểm tra ổn định của khối móng quy ước

Góc ma sát trung bình theo chiều dài cọc

Kích thước khối quy ước:

Diện tích đáy khối móng quy ước : Fm = 13×10.6 = 137.75 (m 2 )

7.5.2.1 Xác định khối lượng khối móng quy ước

Thể tích đài và cọc:

Thể tích đất trong khối móng qui ước:

Trọng lượng khối móng quy ước:

→ Trọng lượng khối móng quy ước:

Trị tiêu chuẩn lực dọc xác định đến đáy khối móng quy ước :

7.5.2.2 Cường độ tiêu chuẩn của đất nền ở đáy khối móng quy ước

II II II II tc

= − = +  htđ là chiều sâu đặt móng tính đổi kể từ nền tầng hầm h1 là chiều dày lớp đất phía trên móng h2 là chiều dày kết cấu sàn tầng hầm

kc là trị tính toán trung bình trọng lượng thể tích kết cấu sàn hầm

7.5.2.3 Áp lực tiêu chuẩn ở đáy khối móng quy ước

Moment chống uốn khối móng qui ước :

612( / ) 137.75 299 299 tc tc tc tc m x y qu m m

611( / ) 137.75 299 299 tc tc tc tc m x y qu m m

611.5( / ) 2 tc tc tc tb   kN m

 = + Các điều kiện đều thỏa mãn :

611 0 tc tc tc tb tc tc

Điều kiện nền đất dưới khối móng qui ước đã được thỏa mãn, cho phép coi lớp đất dưới đáy móng hoạt động như một hệ thống đàn hồi Điều này giúp tính toán độ lún của nền theo nguyên tắc biến dạng tuyến tính.

7.5.2.4 Kiểm tra độ lún của cọc

- Độ lún dưới mũi cọc được tính với ứng suất trung bình  tb tc

Tính lún theo phương pháp tổng phân tố yêu cầu chia lớp đất dưới mũi cọc thành các lớp mỏng, mỗi lớp có bề dày 1m Các lớp đất này được đánh số theo thứ tự từ 0, 1, 2,… tính từ đáy móng khối quy ước.

• Ứng suất do trọng lượng bản thân đất tại mũi: bt i i l

• Ứng suất gây lún tại mũi cọc lấy theo ứng suất trung bình:

611.5 531.78 79.72( / 2) tc gl tb bt kN m

 = − = − →  i gl = k 0  0 gl ko: hệ số thay đổi theo m

• Vị trí ngừng tính lún: gl 0.2 bt

Trong trường hợp này  bt a1.5 5  gl = 5 79.72 398.6(= kN m/ 2 )→ Không cần tính lún

Tiết diện cột 550×550mm, ho = 1.8 - 0.1 = 1.7m

Với tháp chọc thủng 45 0 từ chân cột trùm ra ngoài các tim cọc, các cọc đều nằm trong tháp xuyên nên không cần kiểm tra xuyên thủng

Tính thép đài móng theo phương Y

Bảng móng xem như ngàm vào mép cột Chia lại dãi 1m để tính thép

Hình 7.5 Nội lực trong đài móng M1 Bảng 7.4 Bảng tính thép M1

- Phương còn lại bố trí cấu tạo Φ16a200

- Thép lớp trên bố trí cấu tạo Φ14a200

Tính móng M2

Do 2 móng có chung tiết diện cột và nội lực tương đối gần nhau nên chọn nội lực lớn nhất để tính cho cả 2 móng

Hình 7.6: Bố trí cọc đài móng M2

- Diện tích của đài cọc : Fđ = 4×4= 16(m 2 )

- Trọng lượng của đất và đài: N đ = F đ   tb h m =  16 22 1.8c3.6(kN)

- Tổng tải trọng tác dụng : N tt 293.27 633.6 12926.87(+ = kN)

Ta có Pmax = 3223(kN) < Ptk = 4600 (kN) khi xét cho trường hợp cọc đơn Khi cọc làm việc theo nhóm thì phải kể tới hệ số nhóm

+ Pmax = P2 = 3223(kN) < 3657 (kN) : thoả yêu cầu

+ Pmin = P1 = 3217(kN) > 0 : cọc không bị nhổ, không cần kiểm tra điều kiện chống nhổ

Diện tích đáy khối móng quy ước : Fm = 13×13 = 169 (m 2 )

II II II II tc

=  htđ là chiều sâu đặt móng tính đổi kể từ nền tầng hầm h1 là chiều dày lớp đất phía trên móng h2 là chiều dày kết cấu sàn tầng hầm

169 366.2 366.2 tc tc tc tc m x y qu m m

66.2 tc 7 tc tc tc m x y qu m m

600.1( / ) 2 tc tc tc tb   kN m

Điều kiện nền đất dưới khối móng qui ước được thỏa mãn, cho phép lớp đất dưới đáy móng hoạt động như một hệ đàn hồi Nhờ đó, có thể tính toán độ lún của nền dựa trên quan niệm về nền biến dạng tuyến tính.

Tính lún theo phương pháp tổng phân tố được thực hiện bằng cách chia lớp đất dưới mũi cọc thành các lớp mỏng, mỗi lớp có bề dày 1m Các lớp đất này được đánh số thứ tự từ 0, 1, 2,… tính từ đáy móng khối quy ước.

600.1 531.78 68.32( / 2) tc gl tb bt kN m

Trong trường hợp này  bt V2.68 5  gl = 5 68.32 341.6(= kN m/ 2 )→ Không cần tính lún

Tiết diện cột 700×700mm, ho = 1.8 - 0.2 = 1.6m

Tính móng M3

- Diện tích của đài cọc : Fđ = 4×4= 16(m2)

- Trọng lượng của đất và đài:

- Tổng tải trọng tác dụng :

+ Pmin = P1 = 1631(kN) > 0 : cọc không bị nhổ, không cần kiểm tra điều kiện chống nhổ

7.7.2 Kiểm tra ổn dịnh của khối móng quy ước

Diện tích đáy khối móng quy ước : Fm = 13×13 = 169 (m 2 )

Thể tích đài và cọc: W = 1.8×4×4+ 4×0.5×41.2 = 111.2 (m3)

II II II II tc

= − = +  h tđ là chiều sâu đặt móng tính đổi kể từ nền tầng hầm h1 là chiều dày lớp đất phía trên móng h2 là chiều dày kết cấu sàn tầng hầm

169 366.2 366.2 tc tc tc tc m x y qu m m

582.3( / ) 2 tc tc tc tb   kN m

582.2 0 tc tc tc tb tc tc

Điều kiện nền đất dưới khối móng qui ước cần được đảm bảo, cho phép lớp đất dưới đáy móng hoạt động như một hệ đàn hồi Do đó, có thể tính toán độ lún của nền dựa trên quan niệm về nền biến dạng tuyến tính.

Tính lún theo phương pháp tổng phân tố được thực hiện bằng cách chia lớp đất dưới mũi cọc thành các lớp mỏng, mỗi lớp có bề dày 1m Các lớp đất này được đánh số theo thứ tự từ 0, 1, 2,… tính từ đáy móng khối quy ước.

582.3 531.78 50.52( / 2) tc gl tb bt kN m

Trong trường hợp này  bt V2.68 5  gl = 5 50.52 252.6(= kN m/ 2 )→ Không cần tính lún

Tiết diện vách L 1500×1500mm, ho = 1.8 - 0.2 = 1.6m

Tính thép đài móng theo phương Y

(cm2) Chọn thép As chọn

Tính móng M4

Chon lại sức chịu tải thiết kế cho Cọc lõi thang

- Đọ lún cọc đơn theo công thức kinh nghiệm

Chọn n (cọc) để bố trí như hình vẽ

- Diện tích của đài cọc : F đ = 14.4×8.8= 126.72(m 2 )

- Trọng lượng của đất và đài: N đ = F đ   t b h m 6.72 22 1.8 5018(  = kN)

- Tổng tải trọng tác dụng : N tt W649.98 5018+ h40.3(kN)

= −  −  + −  Khả năng chịu tải của cọc P c =  P tk =0.795 4800 3816( = kN)

+ Pmin = P1 = 2874 (kN) > 0 : cọc không bị nhổ, không cần kiểm tra điều kiện chống nhổ

Diện tích đáy khối móng quy ước : Fm = 23.4×17.8 = 417 (m 2 )

II II II II tc

= − = +  h tđ là chiều sâu đặt móng tính đổi kể từ nền tầng hầm h1 là chiều dày lớp đất phía trên móng h2 là chiều dày kết cấu sàn tầng hầm

.4 1 tc tc tc tc m x y qu m m

2 tc tc tc tb   kN m

Các điều kiện đều thỏa mãn :

Điều kiện nền đất dưới khối móng qui ước được thỏa mãn, cho phép lớp đất dưới đáy móng hoạt động như một vật liệu đàn hồi Do đó, có thể tính toán độ lún của nền dựa trên giả thuyết nền biến dạng tuyến tính.

Tính lún của cọc được thực hiện theo phương pháp tổng phân tố, trong đó lớp đất dưới mũi cọc được chia thành các lớp mỏng có độ dày 1m Các lớp đất này được đánh số theo thứ tự từ 0, 1, 2,… tính từ đáy của móng khối quy ước.

675 562.68 112( / 2) tc gl tb bt kN m

Trong trường hợp này  bt V2.68 5  gl = 5 112 561(= kN m/ 2 )→ Không cần tính lún

Hình 7.14 Nội lực trong đài móng M4 Bảng 7.10 Bảng tính thép móng M4

Tiêu đề	Chung Cư An Dương Vương
Tác giả	Lê Khắc Hoài
Người hướng dẫn	GVHD: Phan Thành Chung
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	2019
Thành phố	Tp. Hồ Chí Minh

Định dạng
Số trang	103
Dung lượng	5,61 MB