Chuyên Đề Đồ Án Tốt Nghiệp - Nhật Quang - Thầy Phan Trường Sơn

ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP ĐỀ TÀI: CHUNG CƯ LUCKY TOWER

GVHD: TS.PHAN TRƯỜNG SƠN Trang 1

SVTH: NGUYỄN THẮNG NHẬT QUANG

PHẦN I: GIẢI PHÁP SÀN

VƯỢT NHỊP LỚN

(ÁP DỤNG CHO NHÀ Ở XÃ

HỘI THU NHẬP THẤP)




CHƯƠNG 1: MỞ ĐẦU

Nhà ở xã hội là loại nhà ở dành cho những gia đình nghèo, có thu nhập trung bình

thấp, được thuê hoặc mua với giá ưu đãi, người mua phải đáp ứng một số điều kiện đặc

thù do chính quyền thành phố quy định, và tuân theo các quy định và pháp luật của Nhà

nước. Ý nghĩa quan trọng của nhà ở xã hội là cải thiện điều kiện sống của người dân đô

thị có thu nhập trung bình thấp, góp phần ổn định và cân bằng xã hội, đồng thời thúc

đẩy công nghiệp hóa xây dựng nhà ở.

Muốn có căn hộ giá thấp thì cần thỏa mãn các điều kiện: giá thành xây dựng thấp,

được hưởng lãi suất tín dụng thấp và diện tích nhỏ. Vì vậy, nếu cho phép đầu tư căn hộ

có diện tích dưới 30 mét vuông thì sẽ tạo điều kiện cho những đôi vợ chồng mới cưới,

người độc thân, người già neo đơn, sinh viên... có điều kiện mua nhà ở có diện tích phù

hợp với nhu cầu sử dụng. Trong giới hạn của chuyên đề sinh viên tìm hiểu sâu về giá

thành xây dựng thấp bằng cách ứng dụng công nghệ mới hiện có để giảm giá thành

cho nhà ở xã hội.

Ngày nay, xu thế toàn cầu hóa ngày càng phát triển mạnh mẽ trên toàn thế giới,

cuốn theo các hoạt động kinh tế, chính trị, xã hội diễn ra với nhịp điệu nhanh chóng

trong môi trường cạnh tranh khốc liệt. Để thích ứng với xu hướng này, mọi chủ thể tham

gia đều phải tìm cách thay đổi, làm mới chính bản thân mình theo những cách khác

nhau. Ngành xây dựng cơ bản cũng không nằm ngoài vòng xoáy đó. Để đáp ứng nhu

cầu cung cấp nhà ở, văn phòng, trung tâm thương mại, nhà đỗ xe… cho đông đảo khách

hàng, đồng thời tìm kiếm được lợi nhuận trong tình hình kinh doanh khó khăn, các công

ty xây dựng, các nhà đầu tư không thể dựa mãi vào công nghệ xây dựng truyền thống

đã tồn tại ở nước ta nhiều thập kỉ gần đây.

Chính vì vậy những nỗ lực tìm kiếm các công nghệ xây dựng hiện đại đang được triển

khai tại nhiều quốc gia, trong đó có Việt Nam theo 2 xu hướng sau:

Cho phép công nghiệp hóa quá trình xây dựng, rút ngắn thời gian thi công, nhờ đó giảm

được chí phí xây dựng và các chi phí dịch vụ kèm theo, đồng thời công trình sớm đưa

vào sử dụng giúp chủ đầu tư sớm thu hồi nguồn vốn.




Giảm thiểu trọng lượng công trình, nhờ đó giảm tiêu hao vật liệu, nhân công xây lắp,

vận chuyển, cải thiện điều kiện chống động đất, gió bão,…

Trên cơ sở này, hiện nay ở nước ta đã và đang áp dụng một số công nghệ xây dựng mới,

đặc biệt hiệu quả là trong thiết kế kết cấu sàn như:

SÀN RỖNG

Sàn bê tông lắp ghép tấm nhỏ (công ty cổ phần BT&XD VINACONEX Xuân Mai mua

chuyển giao công nghệ từ nước ngoài và đang triển khai mạnh ở khu vực phía Bắc)

Sàn gạch bộng (Sản phẩm của công ty Nikei-Nhật).

Sàn BUBBLEDECK của công ty cổ phần kết cấu không gian Tadits (Việt Nam)

Hình 1.1 – Hệ sàn Bubble Deck

Một đặc điểm chung của hầu hết các lại sàn kể trên là sử dụng chính phần bê tông đúc

sẵn của tấm sàn làm cốp pha chứ không sử dụng cốp pha thép hay gỗ để đỡ sàn trong

khi thi công.

Với công trình cao tầng, khối lượng bê tông đổ tại chỗ lớn nên công tác ván khuôn đóng

một vai trò khá quan trọng trong quy trình kĩ thuật thi công công trình. Giá thành ván




khuôn cho một công trình cũng chiếm phần đáng kể trong giá thành xây dựng chung.

Mặt khác công tác thi công ván khuôn còn quyết định một phần tiến độ thi công. Chính

vì vậy, khi sử dụng tấm cốp pha bê tông, các công nghệ sàn mới thường rất tiết kiệm và

rút ngắn thời gian thi công.

Và gần đây, một loại sàn mới đã có mặt tại Việt Nam, hội tụ rất nhiều đặc tính ưu việt,

đó là sàn UBOOT-BETON.

Hình 1.2 – Hệ sàn Uboot-Beton

SÀN PHẲNG DỰ ỨNG LỰC

Hình 1.3 – Hệ sàn phẳng dự ứng lực




Qua việc tìm hiểu 2 tiêu chuẩn được áp dụng phổ biến hiện nay ở các nước trên thế giới

là tiêu chuẩn ACI 318M-08, tiêu chuẩn Eurocode 2 và thực tế tính toán các loại sàn vượt

nhịp. Sinh viên nhận thấy quy định rõ ràng và đầy đủ hơn, gần gũi và có tính ứng dụng

cao. Hiện tại vẫn chưa có đề tài nghiên cứu cách tính, so sánh tính kinh tế loại sàn

vượt nhịp cụ thể nên sinh viên. Do đó sinh viên cho ra bảng thống kê về tính kinh

tế và kỹ thuật theo từng nhịp để ứng dụng cho từng loại công trình xã hội cụ thể.

Và có thể đưa ra một loại sàn rỗng kết hợp với dự ứng lực để tạo ra một công trình

siêu vượt nhịp mang tính ứng dụng cho các công trình đặc biệt.

1.1. CƠ SỞ TÍNH TOÁN KẾT CẤU

1.1.1. Cơ sở thực hiện

Căn cứ Nghị Định số16/2005/NĐ -CP, ngày 07/02/2005 của Chính Phủ về quản lý dự

án đầu tư xây dựng.

Căn cứ Nghị Định số 209/2004/NĐ -CP, ngày 16/12/2004 về quản lý chất lượng công

trình xây dựng.

Căn cứ thông tư số 08/2005/TT-BXD , ngày 06/05/2005 của Bộ Xây Dựng về thực hiện

Nghị Định số16/2005/NĐ - CP.

Các tiêu chuẩn quy phạm hiện hành của Việt Nam.

1.1.2. Cơ sở tính toán kết cấu

1.1.2.1. Tiêu chuẩn việt nam

[1] TCXD 198–1997: Nhà cao tầng–Thiết kế kết cấu bê tông cốt thép.

[2] TCVN 2737–1995: Tải trọng và tác động–Tiêu chuẩn thiết kế.

[3] TCVN 229–1999: Chỉ dẫn tính thành phần động của tải trọng gió.

[4] TCVN 5574–2012: Kết cấu bê tông và bê tông cốt thép–Tiêu chuẩn thiết kế.

[5] TCVN 9386 – 2012: Thiết kế công trình chịu động đất.

[6] TCVN 205–1998: Móng cọc–Tiêu chuẩn thiết kế.

[7] TCVN 9362–2012: Tiêu chuẩn thiết kế nền nhà và công trình.

[8] TCXD 33-1985: Tiêu chuẩn thiết kế Cấp nước – Mạng lưới bên ngoài công trình.




[9] TCVN 2622-1995: Yêu cầu thiết kế phòng cháy chống cháy cho nhà và công

trình.

[10] TCVN 9351-2012: Đất xây dựng – Phương pháp thí nghiệm hiện trường thí

nghiệm xuyên tiêu chuẩn SPT

1.1.2.2. Sách tham khảo

[11] Kết cấu Bê tông cốt thép, tập 3 cấu kiện đặc biệt. Tác giả Võ Bá Tầm. Nhà xuất

bản đại học Quốc gia TP.Hồ Chí Minh.

[12] Kết cấu Bê tông cốt thép, tập 2 cấu kiện nhà cửa. Tác giả Võ Bá Tầm. Nhà xuất

bản đại học Quốc gia TP.Hồ Chí Minh.

[13] Kết cấu bê tông cốt thép-phần cấu kiện cơ bản. PGS.TS.Phan Quang Minh chủ

biên.

[14] Tính toán thực hành cấu kiện bê tông cốt thép thép tiêu chuẩn TCVN 356-2005.

Tác giả Gs.Ts.Nguyễn Đình Cống.

[15] Sổ tay thực hành kết cấu công trình. Tác giả Vũ Mạnh Hùng

[16] Kết cấu Bê tông ứng lực trước căng sau trong nhà nhiều tầng, PGS.TS.Lê Thanh

Huấn chủ biên.

[17] Kết cấu bê tông ứng suất trước – chỉ dẫn thiết kế theo TCXDVN 356-2005, của

Nhà xuất bản Xây dựng.

[18] Tính toán tiết diện cột bê tông cốt thép. Tác giả: Gs.Ts.Nguyễn Đình Cống

[19] Phương pháp tính vách cứng. Ks. Nguyễn Tuấn Trung và ThS. Võ Mạnh Hùng,

bộ môn công trình BTCT- ĐH xây dựng Hà Nội biên soạn.

[20] Nền móng. Tác giả: Châu ngọc ẩn. NXB ĐH Quốc gia Tp.HCM

[21] Nền móng và tầng hầm nhà cao tầng. Tác giả GSTS. Nguyễn Văn Quảng

[22] Viện khoa học công nghệ (2008), Thi công cọc Khoan Nhồi, NXB Xây dựng

[23] Châu Ngọc Ẩn (2005), Cơ học đất, NXB Đại học Quốc gia TP. Hồ Chí Minh

[24] Nguyễn Văn Quảng (2007), Nền móng Nhà cao tầng, NXB Khoa học Kỹ thuật.

[25] Hướng dẫn thiết kế kết cấu nhà cao tầng bê tông cốt thép chịu động đất theo

TCXDVN 375:2006, NXB Bộ xây dựng viện khoa học và công nghệ xây dựng.

[26] Các Phương pháp khảo sát hiện trường và thí nghiệm đất trong phòng, Võ Phán

(2012), NXB Đại Học Quốc Gia Tp. Hồ Chí Minh




[27] Phân tích và tính toán móng cọc, Võ Phán (2013), NXB Đại Học Quốc Gia TP.Hồ

Chí Minh

[28] Cấu tạo bê tông cốt thép, Công ty tư vấn xây dựng dân dụng Việt Nam (2004),

NXB BỘ Xây Dựng

1.1.2.3. Tiêu chuẩn nước ngoài.

[29] ACI 318M-11

[30] ASTM A416

[31] JIS A5337-1982.

1.1.2.4. TÀI LIỆU TIẾNG ANH.

[32] American Concrete Institute (2008), Building Code Requirement for Structural

Concrete (ACI 318M-08) and Commentary

[33] Concrete society – Technical Report No 43 (1994), Post – tensioned Concrete

Floors – Design Handbook 1st Ed.

[34] Post-Tensioning Institute (2006), Post-Tensioning Manual 6th Ed.

[35] Robert Park, William L. Gamble (2000), Reinforced Concrete Slabs 2nd Ed.

[36] Sami Khan Martin Williams (1995), Post – Tensioned Concrete Floors.

[37] Biịan O. Aalami (1999), Design Fundamentals of Post – tensioned Concrete

Floors , Post-Tensioning Institute.

[38] Biịan O. Aalami (2008), Deflection Concrete Floors Systems for Serviceability,

Technical Note - Adapt.

[39] Design Fundamentals of Post – tensioned Concrete Floors Bungale S. Taranath,

Mc Graw Hill (1988), Structural Analysis and Design of Tall Buildings.

[40] The Institution of Structural Enginners (2006), Manual for the design of concrete

building structures to Eurocode 2.

[41] Properties of Concrete for use in Eurocode 2 (2008), The Concrete Center

[42] VSL Prestressing (Aust) Pty Ltd (2002), VSL Construction Systems.

[43] Burt Look (2007), Handbook of Geotechnical Investigation and Design Table.

[44] Wind loading structures – Second Edition (2007), Jont D. Holmes.

[45] Design of Deep Beam in Reinforced Concrete CRIA 2 OA (1984), Ove Arup &

Partners.




1.1.2.5. Hồ sơ sử dụng trong thí nghiệm

[46] Summary of soil test in BH1 (2009), Project Vietcombank Tower, Bộ Xây Dựng

Phân Viện Khoa Học Công Nghệ Xây Dựng.

[47] Boreholes locations (2009), Project Vietcombank Tower, Bộ Xây Dựng Phân

Viện Khoa Học Công Nghệ Xây Dựng.

[48] Unconsodiation Undrained, Thí nghiệm nén ba trục không thoát nước – không

cố kết (UU) (2009), Project Vietcombank Tower, Bộ Xây Dựng Phân Viện Khoa Học

Công Nghệ Xây Dựng.

[49] Undrained Consolidated, Thí nghiệm nén ba trục không thoát nước – có cố kết

(CU), Project Vietcombank Tower, Bộ Xây Dựng Phân Viện Khoa Học Công Nghệ Xây

Dựng.

[50] Consodiation test,Thí nghiệm nén cố kết (2009), Project Vietcombank Tower, Bộ

Xây Dựng Phân Viện Khoa Học Công Nghệ Xây Dựng.

1.1.2.6. Cataloge cấu tạo cấu kiện

[51] Thiên Nam Elevator (2010), Công ty TNHH Thang Máy Thiên Nam, 1/8C Hoàng

Việt, P.4, Quận Tân Bình, Tp. Hồ Chí Minh.

[52] Product Catalogue (2010), Company Hirose (Singapore) Pte Ltd.




CHƯƠNG 2: CÔNG NGHỆ SÀN BUBBLE DECK

2.1. GIỚI THIỆU CÔNG NGHỆ BUBBLE DECK

2.1.1. Khái niệm

BubbleDeck là công nghệ sàn nhẹ có xuất xứ từ Đan Mạch, sử dụng các quả bóng

bằng nhựa tái chế để thay thế phần bê tông không tham gia chịu lực ở thớ giữa của bản

sàn, giúp giảm trọng lượng kết cấu, giảm kích thước hệ cột, vách, móng, tường, vách

chịu lực và tăng khoảng cách lưới cột. Bản sàn BubbleDeck là loại kết cấu rỗng, phẳng,

không dầm, liên kết trực tiếp với hệ cột, vách chịu lực nên có nhiều ưu điểm về mặt kỹ

thuật và kinh tế.

Tạo tính linh hoạt cao trong thiết kế, có khả năng thích nghi với nhiều loại mặt

bằng. Việc sử dụng Bubbledeck giúp cho thiết kế kiến trúc linh hoạt hơn, dễ dàng

lựa chọn các hình dạng, phần mái đua và độ vượt nhịp/diện tích sàn lớn hơn với

ít điểm gối tựa (cột, vách) hơn, không dầm, không tường chịu tải và ít cột làm

cho thiết kế nhà khả thi và dễ thay đổi. Cũng có thể dễ dàng thay đổi phần thiết

kế nội thất trong suốt “vòng đời” của công trình.

Giảm trọng lượng bản thân kết cấu tới 35%, từ đó giảm kích thước hệ kết

cấu móng.

Hình 2.1 – Khả năng vượt nhịp của sàn Bubble Deck




Chịu lực theo hai phương, giảm nhẹ trọng lượng bản thân, khi kết hợp với hệ cột

và vách chịu lực, BubbleDeck sẽ có khả năng chống động đất tốt.

Tăng khoảng cách lưới cột, giảm hệ tường, vách chịu lực.

Hình 2.2 – Khả năng vượt nhịp của sàn Bubble Deck

Giảm thời gian thi công và các chi phí dịch vụ kèm theo.

Tiết kiệm khối lượng bê tông: 2,3 kg nhựa tái chế thay thế 230 kg bê tông/m3

(BD280).

Thân thiện với môi trường khi giảm lượng phát thải năng lượng và CO2.

Hình 2.3 – Giảm lượng phát thải năng lượng và CO2




2.1.2. Nguyên tắc cấu tạo cơ bản

Sàn Bubbledeck là loại kết cấu sàn rỗng làm việc theo hai phương trong đó các

quả bóng nhựa có vai trò giảm thiểu lượng bê tông ở vùng không cần thiết đối với kết

cấu.

Bằng cách phối hợp lỗ rỗng tạo ra do trái bóng và bố trí các thanh của lưới thép,

kết cấu bê tông có thể được tối ưu hoá và tối đa hóa việc sử dụng đồng thời các vùng

chịu momen uốn và vùng chịu lực cắt.

Ưu điểm trong lắp dựng của BubbleDeck chính là kết quả của phố hợp đặc tính

hình học của hai chi tiết cơ bản: lưới gia cường và bóng nhựa rỗng. Khi lưới gia cường

trên và dưới được liên kết theo cách thông thường, một phần tử Bubbledeck ổn định đã

được hình thành.

Lưới thép gia cường có nhiệm vụ phân bổ và cố định các trái bóng tại những vị

trí chính xác, trong khi đó, các trái bóng định hình thể tích lỗ rỗng, giúp giữ vững định

dạng của lưới thép gia cường đồng thời ổn định vị trí của lưới bóng. Khi tiến hành đổ

bê tông phủ kín lưới thép nêu trên, ta có được tấm sàn rỗng "toàn khối" triệt để làm việc

theo hai phương.

Các thử nghiệm mở rộng đã chứng tỏ cốt thép liên kết các cấu kiện sẽ làm việc

đồng thời với lưới thép trên và dưới, tạo thành hệ gia cường cho toàn bộ bản sàn, loại

bỏ ảnh hưởng của các mối nối tạm đến trạng thái làm việc của bản sàn.

Khả năng làm việc toàn khối của sàn BubbleDeck được đảm bảo nhờ bổ sung các sườn

tăng cường, được bố trí đều đặn cách hai hàng bóng. Các dải sườn này một mặt hàn chặt

để giữ hai lưới thép trên và dười, một mặt đóng vai trò là các mấu ngăn chặn hoàn toàn

lực trượt xuất hiện giữa lớp bê tông đúc sẵn và lớp bê tông đổ tại công trường. Nhờ đó,

tấm sàn làm việc như sàn bê tông cốt thép toàn khối thông thường.




2.1.3. Phạm vi ứng dụng

BubbleDeck đã rất thành công tại Châu Âu từ những năm đầu thành lập. Tại Đan Mạch

và Hà Lan, hàng triệu mét vuông sàn sử dụng công nghệ BubbleDeck đã được thi công,

ứng dụng cho tất cả các toà nhà văn phòng, bệnh viện, trường học, nhà ở, nhà để xe và

các công trình công cộng khác.

BubbleDeck là hệ sàn phẳng nhẹ được chính thức công nhận tại nhiều quốc gia, đã được

cấp Chứng nhận Kỹ thuật Hà Lan CUR 86, có giá trị tương đương với Chứng nhận của

Tiêu chuẩn xây dựng.

2.1.3.1. Sử dụng cho công trình xây mới

Trên thế giới và tại Việt Nam đã có rất nhiều công trình được xây dựng sử dụng công

nghệ sàn Bubble Deck, trong đó có thể kể tới:

City Hall: Tòa nhà thị chính và văn phòng,

Glostrup, Đan Mạch. Đạt giải tòa nhà của

năm 2004 tại Đan Mạch trong danh sách: ”

văn phòng và khu công nghiệp”. Tòa nhà này

là công trình đầu tiên ứng dụng công nghệ

Bubble Deck.

Sườn thép

tăng cường




Millennium Tower: Khách sạn 5 sao, căn hộ cao

cấp và văn phòng. Đạt giải thưởng xây dựng của

Hà Lan năm 1999, là tào nhà cao thứ hai tại Hà

Lan tại thời điểm xây dựng. Thiết kế ban đầu sử

dụng sàn rỗng nhưng khi chuyển sang sử dụng sàn

BubbleDeck thì xây thêm được hai tầng với cùng

1 chiều cao so với thiết kế ban đầu. Thời gian thi

công mỗi tầng được giảm từ 10 xuống còn 4 ngày/

tầng. Số lượng cần cẩu được giảm tới 50% và trong

thời gian thi công, lưu lượng xe chở vật liệu vào

thành phố Rotterdam đã giảm được khoảng 500 chuyến xe tải.

Le Coie: Đoạt giải thưởng Jersey

Construction Award 2005. Thiết kế ban đầu

là dùng cấu trúc khung thép cùng với tấm

sàn Bison. Dự án được tính lại với

BubbleDeck và nó vẫn hoàn thành tiến độ

trước 6 tuần so với dự định. Chi phí cho

toàn bộ công trình được giảm đi 3% (Hơn

800.000 USD cho 7800m2) với việc sử dụng

BubbleDeck.

Cao ốc 249A Thuỵ Khuê – Hà Nội

Quy mô công trình 1550m2 x 3 tầng, bước cột

chịu lực trung bình 10m, chỗ lớn nhất 13.6m .

Sàn bê tông BubbleDeck chọn loại BD340 có

chiều cao 34cm, các quả bóng nhựa rỗng đường

kính 270mm, thép hàn lớp dưới dùng D8a100-

RB500W, mũ cột vách dùng thép D14-D18 CIII,

bê tông mác 350.




2.1.3.2. Sử dụng cho cải tạo nâng tầng

Với trọng lượng bản thân nhẹ, thời gian thi công nhanh, sàn BubbleDeck là giải

pháp thích hợp để cải tạo nâng tầng các công trình đã xây dựng, giúp công tác cải tạo hệ

móng thuận tiện hơn rất nhiều.

Công trình CDC Bulding: số 193 Bà

Triệu - Hà Nội nằm tại ngã 5, cắt đường

Lê Đại Hành. Công trình có 2 mặt tiền

phía đường Bà Triệu và đường Lê Đại

Hành, đối diện tháp đôi VINCOM.

Với vị trí rất đẹp tại Hà Nội, phương án

thiết kế là nâng thêm 5 tầng từ công

trình 7 tầng đã hoàn thành năm 2004.

Sau khi đưa ra nhiều phương án, Chủ đầu tư là Công ty TNHH Xây Dựng và Phát

Triển Đô Thị đã chọn phương án sàn BubbleDeck để thi công.

Do công trình mặt đường nội thị nên địa bàn chật hẹp, không đặt được cẩu tháp

cũng như các phương tiện nâng được các tấm cấu kiện nên công trình dùng phương pháp

đổ bê tông tại chỗ.

2.1.4. Các dạng sàn bubble deck

BubbleDeck được có thể sản xuất dưới 3 dạng cấu kiện:

- Loại A: Module cốt thép, dạng cấu kiện “lưới bóng” chế tạo sẵn được đặt trên ván

khuôn truyền thống và đổ bê tông trực tiếp.




- Loại B: Cấu kiện bán toàn khối, đáy của lưới bóng được cấu tạo một lớp bê tông đúc

sẵn, dày 60mm (có thể là 70mm khi cần) thay cho ván khuôn tại công trường.

- Loại C: Tấm sàn thành phẩm, sản phẩm phân phối tới chân công trình dưới dạng tấm

bê tông hoàn chỉnh.

Vật liệu sử dụng:

- Cốt thép chịu lực: FeB 550/460, RB500 (thép có hàm lượng các bon thấp).

- Bê tông: xi măng pooclăng tiêu chuẩn, không cần chất tạo dẻo.

- Bóng nhựa: HFPe (nhựa tái chế, mật độ polyethylene/propylene cao).

Các bộ phận khác:

- Cốt thép liên kết các tấm sàn.

- Thanh kẹp, thanh góc và cốt thép chịu cắt (theo hướng dẫn của nhà sản xuất)

Kích thước lớn nhất của cấu kiện: rộng 3m, dài 9 – 14m.




2.2. CHỈ TIÊU KỸ THUẬT

So với các lại sàn khác, sàn BubbleDeck tạo nên sự khác biệt do các đặc điểm cơ bản

sau:

2.2.1. Trọng lượng bản thân tấm sàn

Ưu thế chính của các quả bóng là giảm trọng lượng của tấm sàn. Tải trọng bản thân của

sàn Bubbledeck giảm 1/3 lần so với tấm sàn đặc có cùng độ dày và không ảnh hưởng

đến khả năng chịu uốn và độ cứng của tấm sàn.

Giá trị gia tăng sử dụng bê tông : So với tấm sàn đặc, một tấm sàn Bubbledeck có khả

năng chịu lực gấp đôi với 65% lượng bê tông và có cùng khả năng chịu lực với 50%

lượng bê tông.

2.2.2. Khả năng chịu lực

Một tấm sàn đặc sẽ gặp rất nhiều vấn đề khi phải vượt nhịp lớn do ảnh hưởng của trọng

lượng bản thân. BubbleDeck đã giải quyết vấn đề này bằng cách giảm 35% lượng bê




tông trong tấm sàn nhưng vẫn đảm bảo khả năng chịu lực tương ứng. Vì vậy, khi có

cùng khả năng chịu lực, một tấm sàn BubbleDeck chỉ cần sử dụng 50% lượng bê tông

so với một tấm sàn đặc, hoặc với cùng độ dày tấm sàn BubbleDeck có khả năng chịu tải

gấp đôi sàn đặc nhưng chỉ tiêu thụ 65% lượng bê tông.

BubbleDeck có khả năng chịu lực cắt xấp xỉ 65% khả năng của sàn đặc với cùng chiều

cao. Trong tính toán thường sử dụng hệ số 0,6 để thể hiện mối tương quan này.

Trong những vùng chịu lực phức tạp (khu vực quanh cột, vách, lõi), có thể bỏ bớt các

quả bóng để tăng khả năng chịu lực cắt cho bản sàn.

BubbleDeck đã được thử nghiệm và được tính toán giống sàn đặc thông thường,

theo tiêu chẩn Châu Âu và tiêu chuẩn quốc gia.

Bảng 2.1 – So sánh khả năng chịu uốn củaBubbleDeck và sàn đặc thông thường

Tính theo % của sàn đặc Khi cùng khả năng

chịu lực

Khi cùng độ

cứng uốn

Khi cùng lượng

bê tông

Khả năng chịu lực 100 105 150(*)

Độ cứng uốn 90 100 300

Lượng bê tông 66 69 100

Sử dụng cùng một lượng thép gia cường. Lượng bê tông hiệu quả hơn là 220%.

Khả năng chịu cắt được xác định theo tỷ số a/d (a là khoảng cách từ vị trí đặt lực

đến gối đỡ, d là tính toán của chiều cao của bản sàn).

Khả năng chịu cắt(tính theo % của sàn đặc) a/d

Sàn đặc 100

BubbleDeck 76

2.2.3. Khả năng vượt nhịp

Đồ thị ở dưới mô tả mối quan hệ khả năng vượt nhịp – chiều dày sàn tương ứng

với khả năng chịu mômen cho từng dạng tấm sàn. Quá trình xác định nhịp lớn nhất mà




tấm sàn BubbleDeck có thể vượt qua dựa trên tiêu chuẩn British Standard 8110 và

Eurocode 2, có bổ sung hệ số 1,5 để kể đến việc giảm nhẹ trọng lượng bản thân sàn so

với sàn đặc truyền thống.

Hình 2.4 – Biểu đồ thể hiện mối quan hệ giữa độ dày sàn, khả năng vượt nhịp




Bảng 2.2 – Bảng tổng hợp số liệu kĩ thuật các loại sàn BubbleDeck

Loại Độ dày

(mm)

Bóng

(mm)

Nhịp

(m)

Trọng lượng

(kg/m2)

Bê tông ở công

trường (m3/m2)

BD230 230 D 180 7 - 10 370 0.10

BD280 280 D 225 8 - 12 460 0.14

BD340 340 D 270 9 - 14 550 0.18

BD390 390 D 315 10 -16 640 0.20

BD450 450 D 360 11 -18 730 0.25

2.3. THỜI GIAN THI CÔNG

Bubble Deck là lọại sàn bán lắp ghép, sử dụng chính phần bê tông đúc sẵn làm cốp pha

nên không cần thêm cốp pha thép hay gỗ để thi công sàn, hơn nữa, các tấm sàn đúc sẵn

giúp công nghiệp hóa, chuyên môn hóa quá trình sản xuất. Chính vì vậy, thời gian thi

công của sàn Bubble Deck giảm hơn hẳn so với các loại sàn bê tông cốt thép đổ toàn

khối thông thường. Thời gian chênh lệch cụ thể còn tùy thuộc nhiều yếu tố, nhưng thông

thường là khoảng 3-5 ngày/sàn. Đối với các công trình lớn, cao tầng, nếu tính ra thì

khoảng thời gian tiết kiệm được này thực sự có ý nghĩa về mặt kinh tế, xã hội.

2.4. CÁC CHỈ TIÊU KHÁC

Qua các thí nghiệm đã được thực hiện, sàn BubbleDeck còn chứng tỏ được khả năng

cách âm, cách nhiệt, chịu lửa rất tốt, vượt trên sàn đặc có cùng bề dày.

Xét về khía cạnh môi trường, nhờ tiết kiệm lượng bê tông ở thớ giữa bản sàn,

BubbleDeck đã góp phần không nhỏ vào việc hạn chế các tác động không có lợi tới môi

trường. Khi tiến hành xây dựng công trình, cần phải xem xét ảnh hưởng trực tiếp của

công trình tới môi trường, bao gồm các nguồn tài nguyên được sử dụng và các khí thải

phát sinh từ quá trình thi công.

Mỗi 10000m2 sàn BubbleDeck 390 mm tiết kiệm được:

- 1100 m3 bê tông.




- 183 chuyến xe trộn bê tông.

- 2585 tấn lực truyền xuống móng.

- 2533 KJ năng lượng sử dụng để sản xuất và vận chuyển bê tông.

- 420 tấn khí thải CO2 – khí nhà kính

Hơn nữa hệ sàn - cột sử dụng kết cấu sàn BubbleDeck tạo ra không gian rộng, đẹp, dễ

dàng thay đổi công năng,kiến trúc phòng ốc (tương ứng với tải trọng thiết kế ban đầu).

Điều này đem lại hiệu quả kinh tế rất cao cho chủ đầu tư.

2.5. QUY TRÌNH TÍNH TOÁN

BƯỚC 1: Lựa chọn sơ bộ kích thước và vật liệu

Lựa chọn vật liệu

Lựa chọn kích thước tiết diện

BƯỚC 2: Thông số tải trọng

Xác định tĩnh tải

Xác định hoạt tải sử dụng

Xác định trường hợp tải trọng và tổ hợp tải trọng theo ACI 318M-11

1. Giai đoạn sử dụng (Service Load Stage)

Tính toán với tải trọng tính toán (Trạng thái giới hạn 1)

Comb1 = 1,4SW + 1,4SDL

Comb2 = 1,2SW + 1,2SDL +1,6LL

Comb3 = 0,9SW + 0,9SDL + 1,6GX

Comb4 = 0,9SW + 0,9SDL – 1,6GX

Comb5 = 0,9SW + 0,9SDL + 1,6GY

Comb6 = 0,9SW + 0,9SDL – 1,6GY

Comb7 = 1,2SW + 1,2SDL + 1,6LL + 1,6GX

Comb8 = 1,2SW + 1,2SDL + 1,6LL – 1,6GX

Comb9 = 1,2SW + 1,2SDL + 1,6LL + 1,6GY

Comb10 = 1,2SW + 1,2SDL + 1,6LL – 1,6GY

Comb11 = 1,2SW + 1,2SDL + 1,6LL + 1,0ĐĐX

Comb12 = 1,2SW + 1,2SDL + 1,6LL - 1,0ĐĐX




Comb13 = 1,2SW + 1,2SDL + 1,6LL + 1,0ĐĐY

Comb14 = 1,2SW + 1,2SDL + 1,6LL - 1,0ĐĐY

Comb15 = 0,9SW + 0,9SDL + 1,0ĐĐX

Comb16 = 0,9SW + 0,9SDL - 1,0ĐĐX

Comb17 = 0,9SW + 0,9SDL + 1,0ĐĐY

Comb18 = 0,9SW + 0,9SDL - 1,0ĐĐY

BDB ENVELOPE Comb1 ...Comb18

BƯỚC 3: Xác định độ cứng tương đương của sàn BubbleDeck (gồm bóng và bê tông)

so với sàn bê tông đặc cùng mác bê tông

EJ(BD) = 0,87EJ(Sàn đặc)

BƯỚC 4: Xác định khả năng chịu cắt của sàn BubbleDeck so với sàn bê tông đặc

cùng chiều dày và mác bê tông

BƯỚC 5: Xác định trọng lượng trên đơn vị diện tích của sàn BubbleDeck

BƯỚC 6: Nhập số liệu vào mô hình safe

BƯỚC 7: Xuất giá trị Moment và tính thép bố trí cho sàn

BƯỚC 8: Kiểm tra chuyển vị của bản sàn

Độ võng lâu dài (Total Deflection) do các tải trọng sau gây ra

SW SDL LL2.0 ( ) 4 1.0

BƯỚC 9: Kiểm tra chọc thủng của bản sàn đặc vị trí cột không có bóng




CHƯƠNG 3: CÔNG NGHỆ SÀN U-BOOT BETON

3.1. GIỚI THIỆU CÔNG NGHỆ UBOOT-BETON

3.1.1. Khái niệm

Uboot-Beton là công nghệ sàn nhẹ sản phẩm công nghệ của hai tập đoàn Daliform

Group (Italy) và Peikko Group (Phần Lan), sử dụng các bằng nhựa polypropylen tái chế

để thay thế phần bê tông không tham gia chịu lực ở thớ giữa của bản sàn, giúp giảm

trọng lượng kết cấu, giảm kích thước hệ cột, vách, móng, tường, vách chịu lực và tăng

khoảng cách lưới cột. Bản sàn Uboot-Beton là loại kết cấu rỗng, phẳng, không dầm, liên

kết trực tiếp với hệ cột, vách chịu lực nên có nhiều ưu điểm về mặt kỹ thuật và kinh tế.

Ngoài ra bản sàn Uboot-Beton còn là một sản phẩm cải tiến của Bubble Deck.


U-Boot Beton có cấu tạo đặc biệt với 4 chân hình côn và phụ kiện liên kết giúp tạo ra

một hệ thống dầm vuông góc nằm giữa lớp sàn bê tông trên và dưới. Có 02 dạng là hộp

đơn và hộp đôi .Ngoài ra giữa các hộp còn có các côt liên kết với nhau theo cả 2 phương

vuông góc.

Hình 3.1 – Cấu tạo hộp đơn - hộp đôi

Hình 3.2 – Cấu tạo liên kết các hộp cốt pha




Sàn U-Boot Beton có cấu tạo gồm : một lớp thép trên, môt lớp thép dưới, và ở giữa các

khoang hở là các thép gia cường.

Hình 3.3 – Cấu tạo các lớp thép

Việc đặt U-Boot Beton vào vùng bê tông không làm việc làm giảm trọng lượng của sàn,

cho phép sàn vượt nhịp lớn, giảm lượng bê tông và thép sử dụng.

U-Boot Beton được ứng dụng trong sàn phẳng không dầm vượt nhịp cũng như chịu tải

trọng lớn. Với trọng lượng nhẹ, tính cơ động cũng như mô đun đa dạng, người thiết kế

có thể thay đổi thông số kỹ thuật khi cần trong mọi trường hợp để phù hợp với các yêu

cầu kiến trúc.

Hình 3.4 – Cấu tạo các lớp thép





Sử dụng U-Boot Beton trong kết cấu sàn rất phù hợp với những công trình có yêu cầu

kết cấu sàn nhẹ, tiết kiệm vật liệu. U-Boot Beton là giải pháp lý tưởng để tạo sàn với

nhịp lớn và khả năng chịu tải cao: đặc biệt phù hợp với những kết cấu có yêu cầu về

không gian mở, như trung tâm thương mại, nhà công nghiệp, bệnh viện, trường học cũng

như các công trình công cộng và nhà ở. U-Boot Beton giúp bố trí cột thuận tiện hơn vì

không cần dùng dầm.Trong trường hợp những công trường khó vận chuyển và thi công

thì U-Boot Beton với tính năng linh hoạt, nhẹ nhàng, thuận tiện rất thuận lợi cho điều

kiện thi công, không cần các thiết bị vận chuyển, nâng phức tạp. Khi sử dụng U-Boot

Beton cho móng bè thì móng có thể có độ dày lớn hơn mà vẫn giảm lượng bê tông sử

dụng.

Sử dụng cho công trình xây mới

Ngày 15 tháng 8 năm 2012, LPC đã

triển khai công trình đầu tiên sử

dụng giải pháp sàn nhẹ U-Boot

Beton tại Việt Nam. Hợp đồng đầu

tiên đã được ký kết giữa LPC và Sở

Xây dựng tỉnh Tây Ninh, mang lại cho

khu vực cửa ngõ phía Nam Việt Nam

này một điểm sáng công nghệ. Trong

bản hợp đồng này, LPC chịu trách nhiệm tư vấn thiết kế và cung cấp hộp nhựa U-

Boot để cải tạo tầng 4 tòa nhà Sở xây dựng

tỉnh Tây Ninh thành phòng hội nghị và văn

phòng làm việc. Tổng diện tích cải tạo công

trình là 250 m2.

Khách sạn Đồng hới: Khách sạn cao cấp.

Thiết kế ban đầu sử dụng sàn rỗng nhưng khi

chuyển sang sử dụng sàn U-BOOT BETON

thì xây 9 tầng lầu, với chiều dày sàn 270 mm.




Cao ốc văn phòng Châu Tuấn tại Hà Tĩnh

với 14 tầng lầu, Diện tích sàn điển hình

620m2, Thiết kế với ô sàn vượt nhịp: 6,8 x

9.3m. Loại U-boot sử dụng: H13+6, tổng

chiều dày hệ sàn: 25cm.

Chung cư và Trung tâm

thương mại City Life - Milano

(Italy) Xây dựng năm: 2010,

Thiết kế ban đầu Chung cư và

Trung tâm thương mại, Diện

tích: 500.000 m2 , Hệ thống kết

cấu sàn U-boot sử dụng loại

H13+7, tổng chiều dày hệ sàn:

36cm.

Glory palace được thiết kế nhằm

thỏa mãn trào lưu chọn nơi ở mới

hiện nay: Nằm ở phía Đông, ngay

trung tâm thành phố, cách dòng

sông Lam 5 phút đi xe, điều đó

làm cho Glory palace luôn được

đón gió mát thổi vào. Nhìn về

phía Tây Nam không xa (5phút đi

bộ) là khuôn viên quảng trường

HCM với ngút ngàn cây xanh, là

công viên trung tâm với nhiều trò

giả trí, là nơi để cho ta có không

gian thư thái cùng thiên nhiên sau

những giờ làm việc căng thẳng.

Với 15 tầng làm căn hộ cao cấp,

Sử dụng phương án sàn nhẹ U-boot beton, Loại u-boot sử dụng: H10+5 và H16+5




3.1.4. Các dạng sàn U-Boot Beton

U-Boot Beton được có thể sản xuất dưới dạng cấu kiện: Module cốt thép, dạng cấu kiện

“hộp” cả hộp đơn và hộp đôi chế tạo sẵn được đặt trên ván khuôn truyền thống và đổ bê

tông trực tiếp.





So với các lại sàn khác, sàn BubbleDeck tạo nên sự khác biệt do các đặc điểm cơ bản

sau:

3.2.1. Trọng lượng bản thân tấm sàn

Ưu thế chính của các quả bóng là giảm trọng lượng của tấm sàn. Tải trọng bản thân của

sàn U-Boot Beton giảm so với tấm sàn đặc có cùng độ dày và không ảnh hưởng đến khả

năng chịu uốn và độ cứng của tấm sàn.

Bảng 3.1 – So sánh sàn U-Boot Beton và sàn đặc với cùng chiều dày sàn

3.2.2. Khả năng chịu lực

Khả năng chịu lực của sàn U – Boot tốt hơn sàn BubbleDeck vì cường độ vật liệu làm

nên cốt pha hộp nhựa U – Boot tốt hơn nhiều so với quả bóng nhựa tái chế cùng loại.

Ngoài ra khả năng làm việc chung với bê tông với cốt pha hộp nhựa U – Boot, cũng hơn

hẳn với bóng nhựa, vì cấu tạo của hộp nhựa có các rãnh, tạo bề mặt nên tăng độ bám




dính, ma sát khi làm việc chung với bê tông, trong khi quả bóng nhựa thì tròn trơn nên

khả năng bám dinh kém hơn.

Bên cạnh đó giữa các hộp nhựa lại được liên kết với nhau bằng các chốt, làm tăng khả

năng truyền lực giữa các hộp cốt pha, trong khi quả bóng trong sàn BubbleDeck lại

không có được điều này.

Hình 3.5 – Cấu tạo liên kết giữa các hộp cốt pha nhựa U – Boot

3.2.3. Khả năng vượt nhịp

Đối với U-Boot Beton khả năng vượt nhịp đối với sàn rỗng gần giống với sàn Bubble

Deck đã trình bày Mục 2.2.3 của chuyên đề sinh viên.

3.2.4. Khả năng chống cháy

Hộp cốt pha sàn U – boot được làm từ vật liệu Polypropylene, có khả năng chịu được

nhiệt độ cao hơn so với bóng nhựa tái chế, ngoài ra khi cháy ở nhiệt độ cao, vật liệu

Polypropylene không sinh ra khí độc và ít bị biến dạng hơn.

3.2.5. Khả năng thi công

Sàn cấu tạo bằng các hộp nhựa có 4 chân ở các góc nên việc vận chuyển và lắp đặt vô

cùng dể dàng và thuận tiện, ngoài ra có cấu tạo chắc chắn nên khó bị di xe dịch khi thi

công lắp đặt cốt thép hay đổ bê tông trong khi bóng nhựa khi thi công sàn BubbleDeck

thì dễ bị biến dạng, xe dịch, và bị xì hơi. Do vậy sàn U – boot nhanh hơn nhiều.





U-Boot Beton là lọại sàn bán lắp ghép, sử dụng chính phần bê tông đúc sẵn làm cốp pha

nên không cần thêm cốp pha thép hay gỗ để thi công sàn, hơn nữa, các tấm sàn đúc sẵn

giúp công nghiệp hóa, chuyên môn hóa quá trình sản xuất. Chính vì vậy, thời gian thi

công của sàn U-Boot Beton giảm hơn hẳn so với các loại sàn bê tông cốt thép đổ toàn

khối thông thường. Thời gian chênh lệch cụ thể còn tùy thuộc nhiều yếu tố, nhưng thông

thường là khoảng 4-6 ngày/sàn. Đối với các công trình lớn, cao tầng, nếu tính ra thì

khoảng thời gian tiết kiệm được này thực sự có ý nghĩa về mặt kinh tế, xã hội.


Qua các thí nghiệm đã được thực hiện, sàn U-Boot Beton là cải tiến của sàn Bubble

Deck nên thừa hưởng các chỉ tiêu đã nêu ra ở Mục 2.4 của chuyên đề sinh viên. Ngoài

ra còn tang khả năng cách âm, cách nhiệt hơn Bubble Deck.

3.5. QUY TRÌNH TÍNH TOÁN

BƯỚC 1: Lựa chọn sơ bộ kích thước và vật liệu


2 2

s

trongluongriengsan 696,210 18,32 kN / m

h 0,38


BƯỚC 2: Thông số tải trọng



Xác định trường hợp tải trọng và tổ hợp tải trọng ACI 318M-11

Comb1 = 1,4SW + 1,4SDL

Comb2 = 1,2SW + 1,2SDL +1,6LL

Comb3 = 0,9SW + 0,9SDL + 1,6GX

Comb4 = 0,9SW + 0,9SDL – 1,6GX

Comb5 = 0,9SW + 0,9SDL + 1,6GY

Comb6 = 0,9SW + 0,9SDL – 1,6GY

Comb7 = 1,2SW + 1,2SDL + 1,6LL + 1,6GX




Comb8 = 1,2SW + 1,2SDL + 1,6LL – 1,6GX

Comb9 = 1,2SW + 1,2SDL + 1,6LL + 1,6GY

Comb10 = 1,2SW + 1,2SDL + 1,6LL – 1,6GY

Comb11 = 1,2SW + 1,2SDL + 1,6LL + 1,0ĐĐX

Comb12 = 1,2SW + 1,2SDL + 1,6LL - 1,0ĐĐX

Comb13 = 1,2SW + 1,2SDL + 1,6LL + 1,0ĐĐY

Comb14 = 1,2SW + 1,2SDL + 1,6LL - 1,0ĐĐY

Comb15 = 0,9SW + 0,9SDL + 1,0ĐĐX

Comb16 = 0,9SW + 0,9SDL - 1,0ĐĐX

Comb17 = 0,9SW + 0,9SDL + 1,0ĐĐY

Comb18 = 0,9SW + 0,9SDL - 1,0ĐĐY

BDB ENVELOPE Comb1 ...Comb18

BƯỚC 3: Xác định độ cứng tương đương của sàn U-Boot Beton (gồm hộp và bê tông)

so với sàn bê tông đặc cùng mác bê tông

EJ(BD) = 0,9EJ(Sàn đặc)

BƯỚC 4: Xác định khả năng chịu cắt của sàn U-boot Beton so với sàn bê tông đặc

cùng chiều dày và mác bê tông

BƯỚC 5: Xác định trọng lượng trên đơn vị diện tích của sàn U-Boot Beton

BƯỚC 6: Nhập số liệu vào mô hình safe

BƯỚC 7: Xuất giá trị Moment và tính thép bố trí cho sàn

BƯỚC 8: Kiểm tra chuyển vị của bản sàn

BƯỚC 9: Kiểm tra chọc thủng của bản sàn đặc vị trí cột không có bóng




CHƯƠNG 4: CÔNG NGHỆ SÀN DỰ ỨNG LỰC

4.1. GIỚI THIỆU CÔNG NGHỆ DỰ ỨNG LỰC

4.1.1. Khái niệm

Bê tông ứng lực trước (BTƯLT) là bê tông, trong đó thông qua lực nén để tạo ra và phân

bố một lượng ứng suất bên trong phù hợp nhằm cân bằng với một lượng mong muốn

ứng suất do tải trọng ngoài gây ra. Với các cấu kiện BTƯLT, ứng suất thường được tạo

ra bằng cách kéo thép cường độ cao.

Bê tông thường có cường độ kéo rất nhỏ so với cường độ chịu nén. Đó là nhân tố dẫn

đến việc xuất hiện một loại vật liệu hỗn hợp là “bê tông cốt thép” (BTCT).

Việc xuất hiện sớm các vết nứt trong BTCT do biến dạng không tương thích giữa thép

và bê tông là điểm khởi đầu cho việc xuất hiện một loại vật liệu mới là “bê tông ứng

suất trước”. Việc tạo ra một ứng suất nén cố định cho một vật liệu chịu nén tốt nhưng

chịu kéo kém như bê tông sẽ làm tăng đáng kể khả năng chịu kéo vì ứng suất kéo xảy ra

khi ứng suất nén đã bị vộ hiệu hóa.

Sự khác nhau cơ bản giữa BTCT và bê tông ƯLT là ở chỗ trong khi BTCT chỉ là sự kết

hợp đơn thuần giữa bê tông và cốt thép để chúng cùng làm việc một cách bị động thì bê

tông ƯLT là sự kết hợp một cách tích cực, có chủ ý giữa bê tông cường độ cao và cốt

thép cường độ cao.


Trong cấu kiện bê tông ƯLT, người ta đặt vào một lực nén trước tạo bởi việc kéo cốt

thép, nhờ tính đàn hồi, cốt thép có xu hướng co lại và sẽ tạo ra lực nén trước, lực nén

trước này gây ra ứng suất nén trước trong bê tông và sẽ triệt tiêu hay làm giảm ứng suất

kéo do tải trọng sử dụng gây ra, do vậy làm tăng khả năng chịu kéo của bê tông và làm

hạn chế sự phát triển vết nứt. Sự kết hợp rất hiệu quả đó đã tận dụng được các tính chất

đặc thù của hai loại vật liệu, đó là trong khi thép có tính đàn hồi và cường độ chị kéo

cao thì bê tông là vật liệu dòn và có cường độ chiu kéo rất nhỏ so với cường độ chịu nén

của nó. Như vậy ứng lực trước chính là việc tạo ra cho kết cấu một cách chủ ý các ứng

suất tạm thời nhằm tăng cường sự làm việc của vật liệu trong các điều kiện sử dụng khác




nhau. Chính vì vậy bê tông ƯLT đã trở thành một sự kết hợp lý tưởng giữa hai loại vật

liệu hiện đại có cường độ cao.

4.1.2.1. Cốt thép ứng lực trước

Thép cường độ cao sử dụng trong cấu kiện bê tông ƯLT nói chung bao gồm dạng sợi,

thanh hay cáp. Cường độ chịu nén cao hơn do tăng thành phần các-bon trong thép so

với thép cán nóng.

Yêu cầu về cường độ và đặc tính của các loại thép cường độ cao

Sợi thép cường độ cao

Thép sợi sử dụng cho bêtông ƯLT nói chung tuân theo tiêu chuẩn ASTM A421. Sợi

thép được quấn thành cuộn và được cắt và lắp ở nhà máy hay tạo hiện trường. Trước khi

thi công, sợi thép cần được vệ sinh bề mặt để tăng lực dính kết ở bêtông. Đặc tính của

sợi thép theo ASTM A421 được cho trong Bảng 4.1

Bảng 4.1 - Đặc tính của sợi thép giảm ứng suất không có vỏ bọc (ASTM A421)

Đường kính

danh định

(mm)

Cường độ chịu kéo nhỏ nhất

(MPa)

Ứng suất nhỏ nhất tại 1% độ

dãn dài (N/mm2)

Dạng BA Dạng WA Dạng BA Dạng WA

4,88 - 1725 - 1380

4,98 1655 1725 1325 1380

6,35 1655 1655 1325 1325

7,01 - 1622 - 1295

Ghi chú: Dạng BA sử dụng cho neo bó cáp, dạng WA sử dụng cho neo hình côn.

Cáp cường độ cao

Các sợi cáp cường độ cao được bện vào nhau thành bó tạo nên cáp cường độ cao, hiện

nay được tổ hợp tứ 7 sợi thép cường độ cao được sử dụng phổ biến nhất.




Theo tiêu chuẩn ASTM A416, có hai loại cáp 7 sợi với cường độ kéo giới hạn là 1720

MPa và 1860 MPa.

Tiêu chuẩn này được sử dụng cho cả cấu kiện căng trước và căng sau, dính kết hay

không dính kết. Đặc tính của cáp 7 sợi theo ASTM A416 được cho trong Bảng 4.2

Hình 4.1 – Cáp dự ứng lực

Bảng 4.2 - Đặc trưng của cáp 7 sợi không có vỏ bọc (ASTM A416)

Loại cáp Đường kính

danh định (mm)

Sức bền phá

hoại

(kN)

Diện tích danh

định của cáp

(mm2)

Tải trọng nhỏ

nhất tại độ dãn

dài 1% (kN)

Cường độ

1720 MPa

6,35 40,0 23,22 34,0

7.94 64,4 37,42 54,7

9,35 89,0 51,61 75,6

11,11 120,1 69,68 102,3

12,70 160,1 92,90 136,2

15,24 240,2 139,25 204,2

Cường độ

1860 MPa

9,53 102,3 54,84 87,0

11,11 137,9 74,19 117,2

12,70 183,7 98,71 156,1

15,24 260,7 140,0 221,5




Thép thanh cường độ cao

Thép thanh sử dụng cho bêtông ƯLT tuân theo tiêu chuẩn ASTM A722 và A-29, với

yêu cầu có ứng suất phá hoại đạt tới 90% cường độ giới hạn. Mặc dù cường độ giới hạn

thực tế thường đạt tới 1100 MPa, nhưng giá trị tiêu chuẩn nhỏ nhất thường lấy là 1000

MPa. Hầu hết các tiêu chuẩn thường đưa ra giới hạn chảy nhỏ nhất là 896 MPa mặc dù

giá trị thực tế là cao hơn. Độ dãn dài nhỏ nhất tại lúc phá hoại ở vị trí chiều dài bằng 20

lần đường kính là 4%, với độ giảm nhỏ nhất của tiết diện tại lúc phá hoại là 25%.

4.1.2.2. Các vật liệu khác

Ngoài các vật liệu chính là bê tông và thép cường độ cao, cong có những vật liệu phụ

khác được sử dụng trong phương pháp căng sau.

Ống gen

Đối với bê tông ƯLT căng sau dính kết thì cần đặt sẵn ống gen trong bê tông. Có hai

loại ống gen thường dùng:

Loại bằng tôn mỏng 0,2 ÷ 0,3mm có pha chì để giảm ma sát cuộn mép và cuốn theo kiểu

xoắn gà.

Ống gen bằng các loại ống kim loại, ống tròn trơn có bề dày 2 ÷ 4mm.

Yêu cầu ống gen là phải chống thấm tốt để giữ cho nước ximăng không thấm vào ống

trong quá trình đổ bêtông và bảo vệ cáp, ống phải bền không bị hư hỏng biến dạng trong

quá trình thi công. Tuy nhiên, ống phải mềm để có thể bố trí uốn cong theo thiết kế và

ma sát giữa ống gen với cáp không được quá lớn.

Hình 4.2 – Ống gen lcáp dự ứng lực




Vữa phụt

Khi sử dụng công nghệ dính kết, sau khi căng cáp và neo, cần lấp đầy kẽ hở trong ống

gen bằng vữa xi măng. Vữa phụt vào ống gen dưới áp lực khoảng 6 atm.

Vữa bơm có tác dụng tạo sự dính kết và chống ăn mòn cho cáp. Vữa phải dễ chảy và ít

co ngót. Thành phần của vữa bơm bao gồm ximăng booclăng thường hoặc ximăng đông

kết nhanh, trộn với nước với tỷ lệ theo trọng lượng lả 0,33 và một số phụ gia như

Flowcable, Pozzolith v.v., trong một số trường hợp cá biệt có thể dùng thêm cát mịn cho

vữa bơm. Theo ASTM C1019 cường độ chịu nén của vữa phải đạt 35 MPa với mẫu thử

khối vuông có cạnh là 5 cm (2 in).


Bêtông ƯLT tỏ ra có hiệu quả kinh tế hơn cho kết cấu nhịp lớn, chịu tải trọng nặng, các

cấu kiện 3 - 18 được thi công hàng loạt và cấu kiện đúc sẵn hoặc kết cấu liên hợp.

Nhờ việc sử dụng vật liệu cường độ cao, bêtông ƯLT thích hợp với kết cấu nhịp lớn

chịu tải trọng nặng. Do có thể sử dụng tiết diện thanh mảnh nên kết cấu bêtông ƯLT

đáp ứng được nhu cầu mỹ quan. Bêtông ƯLT cũng phù hợp với cấu kiện đúc sẵn hơn

do có trọng lượng nhỏ hơn.

Sử dụng cho công trình xây mới tại Việt Nam đã có rất nhiều công trình được xây

dựng sử dụng công nghệ sàn dự ứng lực, trong

đó có thể kể tới

Keangnam Hanoi Landmark Tower là

một khu phức hợp khách sạn-văn phòng-

căn hộ-trung tâm thương mại tại đường

Phạm Hùng, quận Nam Từ Liêm, Hà

Nội được đầu tư xây dựng bởi tập

đoàn Keangnam của Hàn Quốc. Keangnam

Landmark Tower được bàn giao từ 20 tháng

3, 2011 đến cuối tháng 12 năm 2011 đã có

780 hộ chuyển vào sinh sống

http://vi.wikipedia.org/wiki/Kh%C3%A1ch_s%E1%BA%A1n

http://vi.wikipedia.org/wiki/Nam_T%E1%BB%AB_Li%C3%AAm

http://vi.wikipedia.org/wiki/H%C3%A0_N%E1%BB%99i

http://vi.wikipedia.org/wiki/H%C3%A0_N%E1%BB%99i

http://vi.wikipedia.org/w/index.php?title=Keangnam&action=edit&redlink=1

http://vi.wikipedia.org/wiki/H%C3%A0n_Qu%E1%BB%91c




Trung tâm hành chính Bình Dương là

nơi tập trung của tỉnh được đặt ngay tại

khu trung tâm Thành phố mới Bình

Dương (Bình Dương New City) có quy

mô 1.000 ha nằm trong Khu liên hợp

công nghiệp - dịch vụ và đô thị 4.196 ha.

Đây là khu chính trị - kinh tế - văn hóa

của toàn tỉnh và là hạt nhân của một

thành phố Bình Dương hiện đại.

Vincom Center A TP.HCM

(khu tứ giác Eden) với quy mô

6 tầng ngầm và 9 tầng nổi, dự

án này sẽ bao gồm: trung tâm

thương mại (TTTM) đẳng cấp

quốc tế có diện tích khoảng

38.000m2, khách sạn Vinpearl

Luxury TP.HCM vượt chuẩn 5

sao với gần 300 phòng và bãi

đậu xe ngầm trên 25.000 m2.

President Place là dự án văn phòng

hạng A tọa lạc tại trung tâm thành

phố Hồ Chí Minh kế bên Dinh

Thống Nhất. Dự án bao gồm 3 tầng

hầm và 12 tầng lầu với khoảng

10.770 m2 dành cho văn phòng và

850m2 cho mặt bằng bán lẻ.

President Place tọa lạc ngay trung

tâm hành chính-thương mại của thành phố. Tự hào sở hữu góc nhìn toàn vẹn hướng

ra công viên, cận kề các trung tâm thương mại, nhà hàng, rất gần sân bay và các

tuyến đường chính của thành phố, President Place - vị trí hạng A đích thực.




4.1.4. Các dạng sàn ứng lực

4.1.4.1. Phương pháp căng trước

Cốt thép ƯLT được neo một đầu cố định vào bệ còn đầu kia được kéo ra với lực kéo P

Hình 4.3. Dưới tác dụng của lực P, cốt thép được kéo trong giới hạn đàn hồi và sẽ bị

dãn dài một đoạn và tương ứng là ứng suất trong cốt thép. Khi đó, đầu còn lại của cốt

thép được cố định nốt vào bệ.

Hình 4.3 – Phương pháp căng cáp trước.

a) Trước khi buông cốt thép ƯLT - b) Sau khi buông cốt thép ƯLT

1- Cốt thép ứng lực trước;2- Bệ căng; 3- Ván khuôn; 4- Thiết bị kéo thép;

5- Thiết bị cố định cốt thép ứng lực trớc; 6- Trục trung tâm.

Tiếp đó, đặt các cốt thép thông thường khác rồi đổ bêtông. Đợi cho bêtông đạt đến cường

độ cần thiết thì thả các cốt thép ƯLT rời khỏi bệ. Nhờ tính đàn hồi, các cốt thép này có

xu hướng co lại và thông qua lực dính giữa nó với bêtông trên suốt chiều dài cấu kiện,

cấu kiện sẽ bị nén với giá trị bằng lực P đã dùng khi kéo cốt thép Hình 4.3.

Phương pháp căng trước tỏ ra ưu việt đối với những cấu kiện sản xuất hàng loạt trong

nhà máy Hình 4.4 .

Hình 4.4 – Chế tạo đồng thời các cấu kiện ƯLT




4.1.4.2. Phương pháp căng sau

Trước hết đặt các cốt thép thông thường và các ống rãnh bằng tôn, kẽm hoặc bằng vật

liệu khác để tạo các rãnh dọc, rồi đổ bêtông. Khi bê tông đạt đến cường độ nhất định thì

tiến hành luồn và căng cốt thép ƯLT tới ứng suất quy định Hình 4.5.a.

Sau khi căng xong, cốt thép ƯLT được neo chặt vào cấu kiện (Hình 9.3.b). Thông qua

các neo đó, cấu kiện sẽ bị nén bằng lực đã dùng khi kéo căng cốt thép.

Hình 4.5 – Chế tạo đồng thời các cấu kiện ƯLT

a - Trong quá trình căng; b- Sau khi căng.

1- Cốt thép ƯLT; 2- Cấu kiện BTCT; 3 - Ống rãnh;

4- Thiết bị kích; 5- Neo; 6- Trục trung tâm

Tiếp đó người ta bơm vữa vào trong ống rãnh đễ bảo vệ cốt thép khỏi ăn mòn và tạo lực

dính giữa bêtông và cốt thép. Đó là loại bêtông ƯLT có bám dính. Ngoài ra, người ta

còn dùng loại bêtông ƯLT không bám dính, cốt thép (thường là 7 sợi) được đặt trong

ống nhựa đặc biệt chứa đầy mỡ chống gỉ. Ống nhựa chứa cột thép được đặt cùng một

lúc với việc đăt cốt thép thông thường.

Sau khi đổ bêtông và bê tông đủ cường độ, người ta căng cốt thép, neo cốt thép và đổ

bêtông bảo vệ đầu neo. Cốt thép nằm trong ống mỡ nên giữa cốt thép và bêtông không

tồn tạo lực dính.

Phương pháp căng sau được sừ dụng thích hợp nhờ chế tạo các cấu kiện mà yêu cầu

phải có lực nén bê tông tương đối lớn hoặc các cấu kiện phải đổ tại chỗ.




4.1.5. Các thiết bị căng

Có bốn loại thiết bị căng bằng thép được sử dụng.

4.1.5.1. Căng bằng thiết bị cơ khí

- Bộ truyền lực đòn bẩy.

- Bộ truyền lực số kết hợp với bệ ròng rọc có hoặc không có bánh răng.

- Máy cuốn sợi.

- Những thiết bị này được sử dụng chủ yếu cho thành phẩm bêtông ƯLT sản xuất tại

nhà máy với quy mô lớn.

4.1.5.2. Căng bằng kích thủy lực

- Kích thủy lực là thiết bị đơn giản nhất để sinh ra lực ƯLT lớn, được sử dụng rộng

rãi như một thiết bị căng.

- Các kích thủy lực thông dụng có lực căng khoảng từ 5 đến 100 tấn.

- Các kích thủy lực lớn cho lực căng trong khoảng 200 đến 600 tấn.

- Với các kích thủy lực, điều quan trọng nhất là lực căng cần được đo một cách chính

xác bằg đồng hồ áp lực trong suốt quá trình căng.




Hình 4.6 - Một số loại kích thủy lực

4.1.5.3. Căng bằng nguyên lý điện học

Sau khi bêtông đã đủ cường độ thường bằng khoảng 80% cường độ của bê tông, nhờ

dòng điện đi qua, thép ƯLT được nung nóng và dãn dài ra.

Sau khi đổ bêtông, cho một dòng điện có điện thế thấp và cường độ cao đi qua các thanh

thép, thanh thép bị nung nóng và dãn dài, các đai ốc được siết chặt vào các đầu chờ và

tỳ vào cấu kiện thông qua các vòng đệm cứng và tạo nên ƯLT khi thanh thép nguội đi.

4.1.5.4. Căng bằng nguyên lý hóa học

Dựa vào phản ứng hóc học xảy ra trong ximăng trương nở bao bọc quanh thép và gây

ứng suất cho thép, tạo nên ƯLT.

4.1.6. Thiết bị neo

Có ba dạng thiết bị neo cơ bản được sử dụng để tạo neo cáp ƯLT vào bêtông trong

phương pháp căng sau:

Sử dụng nêm nhằm kẹp chặt sợi cáp ƯLT.

Sử dụng bulông và đinh tán bắt trực tiếp vào đầu sợi cáp ƯLT.




Cuộn cáp theo vòng ở trong bêtông.

Trên thực tế, dạng thiết bị thứ nhất đã phát triển thành một số hệ thống neo phổ biến và

đáng tin cậy, trong đó có hệ thống neo của Freyssinet Hình 4.7

Thiết bị này bao gồm một đầu neo được chế tạo từ một miếng thép dày hình trụ, được

đục lỗ cho cáp luồn qua. Miếng thép này tỳ vào một tấm đỡ bằng thép, tấm đỡ này được

đặt sẵn trong cấu kiện và có tác dụng truyền lực vào cấu kiện, trên tấm đỡ có cấu tạo lỗ

để bơm vữa vào ống rãnh. Khi sợi cáp được luồn qua lỗ, nó bị chốt lại bởi một chi tiết

nêm bằng thép, hình côn nằm dọc theo lỗ. Các nêm này có tác dụng vừa cho phép kích

kéo theo đi ra khỏi cấu kiện, vừa ngăn không cho cáp bị tụt trong cấu kiện.

Ngoài ra đầu neo còn có cấu tạo các vòng thép dạng lò xo có tác dụng gia cường và làm

giảm ứng suất tập trung xuất hiện ở bêtông vùng neo. Khi khoảng cách giữa hai đầu cáp

không lớn lắm, việc căng cáp chỉ cần tiến hành ở một đầu (live end), đầu kia được neo

chặt vào bêtông bằng đầu neo cố định (dead end).

Sau đây là một số hình ảnh về cấu tạo neo:

Hình 4.7 - Cấu tạo đầu neo




Hình 4.8 - Cấu tạo đầu neo trung gian

Hình 4.9 - Cấu tạo đầu neo sống hai đầu

Khi khoảng cách này quá lớn, việc căng cáp được tiến hành từ hai đầu. Trong một số

trường hợp để phù hợp với quy trình thi công đổ bê tông theo các đợt, có thể sử dụng

các neo trung gian.




KẾT LUẬN: Bê tông ƯLT là sự kết hợp giữa bê tông và cốt thép cường độ cao. Việc

tạo ra ứng suất trước trong bê tông làm tăng khả năng chịu lực của bê tông và hạn chế

vết nứt. Bản chất cũng như các ưu điểm của bê tông ƯLT sinh viên sẽ nói rõ.

Nhờ những đặc tính vượt trội hơn của kết cấu bê tông ƯLT so với kết cấu bê tông thông

thường mà bê tông ƯLT được sử dụng rộng rãi ở nhiều nước trên thế giới như Anh, Mỹ,

Úc, Hồng Công… đặc biệt là ở California thì kết cấu sàn bê tông ƯLT là lựa chọn đầu

tiên.

Ở Việt Nam thì ngày càng có nhiều đơn vị trong và ngoài nước thi công và thiết kế sàn

bê tông ƯLT cho nhà cao tầng. Tuy nhiên về tiêu chuẩn thiết kế và lý thuyết tính toán

sàn bê tông ƯLT vẫn chưa được ban hành và chưa được giảng dạy ở các trường đại học.

Do đó đối với sinh viên, việc tự nghiên cứu để tự hội nhập là một điều rất cần thiết.


Trong chương này, sinh viên sẽ trình bày từ những lý thuyết và những quan điểm được

coi là cơ bản nhất. Từ những lý thuyết và quan niệm đó sinh viên sẽ tính toán cấu kiện

bê tông ứng lực trước tiêu chuẩn ACI 318M-08.

4.2.1. Bản chất của bê tông ứng lực trước

Bê tông là loại vật liệu có cường độ chịu nén lớn nhưng cường độ chịu kéo là khá nhỏ.

Bê tông cốt thép (BTCT) chỉ là sự kết hợp đơn thuần giữa bê tông và cốt thép để chúng

cùng làm việc một cách bị động.

Trong cấu kiện bê tông ƯLT, người ta đặt vào một lực nén trước tạo bởi việc kéo cốt

thép rồi gắn chặt nó vào bê tông thông qua lực dính hoặc neo. Nhờ tính đàn hồi, cốt thép

có xu hướng co lại và sẽ tạo ra lực nén trước, lực nén trước này gây ra ứng suất nén

trước trong bê tông và sẽ triệt tiêu hay làm giảm ứng suất kéo do tải trọng sử dụng gây

ra, do vậy làm tăng khả năng chịu kéo của bê tông và làm hạn chế sự phát triển vết nứt.

Như vậy ứng lực trước chính là việc tạo ra cho kết cấu một cách chủ ý các ứng suất tạm

thời nhằm tăng cường sự làm việc của vật liệu trong các điều kiện sử dụng khác nhau.

Bản chất của sàn ƯLT có thể tóm tắt như bản sau:




Bảng 4.3 - Bản chất của bê tông ứng lực trước

Xét dầm đơn giản chịu lực tập trung như hình vẽ.

Dưới tác dụng của tải trọng, trong dầm sẽ xuất hiện ứng suất kéo ở mép dưới và

ứng suất nén ở mép phía trên tiết diện ngang của dầm. Vì bê tông có ứng suất kéo

nhỏ nên vết nứt sẽ xuất hiện ở mép dưới dầm mặc dù với tải trọng khá nhỏ.

Có 2 cách để giảm ứng suất kéo và hạn chế vết nứt là: đặt thép thường ở vùng

chịu kéo của dầm (hình c)hoặc tạo lực nén trước (hình d).

Đặt thép thường vào vùng chịu kéo của dầm, thép thường sẽ chịu ứng suất kéo vì

vậy vết nứt sẽ được hạn chế trong giới hạn cho phép.

Trong bê tông ứng lực trước, ứng lực trước tạo ra một lực nén đặt tại vùng bê

tông chịu kéo để chống lại ứng suất chịu kéo trong bê tông, vì vậy giúp bê tông

làm việc như bê tông có cường độ chịu kéo cao.

4.2.2. Những ưu điểm của bê tông ứng lực trước

Trong kết cấu bê tông ứng suất trước, việc tăng khả năng làm việc của bê tông dẫn đến

một số ưu điểm hơn so với bê tông cốt thép thông thường như sau:




4.2.2.1. Giảm tải trọng bản thân

Với một tải trong và đặc tính kết cấu tương đương thì trong cấu kiện bê tông ứng suất

trước trọng lượng bản thân kết cấu giảm khoảng 30% so với kết cấu bê tông cốt thép

thông thường.

Việc giảm tải trọng kết cấu của sàn dẫn đến giảm tải trọng truyền xuống cột, vách và

móng.

Giảm ảnh hưởng của các tải trọng mà có mối quan hệ với trọng lượng bản thân như động

đất, gió động… trọng lượng kết cấu càng lớn thì ảnh hưởng của tải trọng như động đất,

gió động là càng lớn.

4.2.2.2. Giảm chiều dày kết cấu

Bởi vì việc tăng cường độ chịu kéo trong bê tông ứng lực trước, nên cấu kiện bê tông

ứng lực trước thường có chiều dày nhỏ hơn so với bê tông cốt thép thông thường.

Giảm chiều cao tầng dẫn đến giảm tất cả chi phí như là hệ thống kỹ thuật, hệ thống điện

và hệ thống bao che như vách ngăn, tường xây…

Trong một số trường hợp tổng chiều cao của nhà nhiều tầng bị hạn chế bởi quy hoạch

thì việc giảm chiều cao tầng dẫn đến có thể tăng thêm một số tầng mà tổng chiều cao

của ngôi nhà là không đổi.

4.2.2.3. Giảm nứt và võng

Trong cấu kiện bê tông ứng lực trước, hầu hết tĩnh tải không tạo ra độ võng. Điều này

giảm đáng kể đến cả độ võng tức thời và độ võng dài hạn do từ biến gây ra.

4.2.2.4. Cải thiện độ bền và mỏi

Đặc điểm của bê tông ƯLT là bê tông cường độ cao và khả năng chịu nứt cao do đó tăng

độ bền của kết cấu dưới các điều kiện môi trường và có khả năng chống thấm tốt hơn.

Vì vậy bê tông ƯLT sử dụng rộng rải cho các kết cấu đòi hỏi khả năng chống thấm cao

như ống dẫn có áp, bể chứa chất lỏng và chất khí…




4.2.3. Giảm thời gian thi công do có thể tháo dỡ ván khuôn sớm

Khi thiết kế cấu kiện bê tông ứng lực trước căng sau cần phải nghiên cứu các giai đoạn

chịu tải mà nó phải trải qua và thời gian thi công dự ứng lực


Sàn dự ứng lực là loại sàn bê tông đổ toàn khối kết hợp với cáp dự ứng lực giảm công

tác cốp pha do sàn phẳng đóng đơn giản, giảm công tác cốt thép (do lượng thép trong

kết cấu dự ứng lực rất ít và thi công đơn giản), giảm thời gian chờ bê tông khô . Chính

vì vậy, thời gian thi công của sàn dự ứng lực giảm hơn hẳn so với các loại sàn bê tông

cốt thép đổ toàn khối thông thường. Thời gian chênh lệch cụ thể còn tùy thuộc nhiều

yếu tố, nhưng thông thường là khoảng 3-5 ngày/sàn. Đối với các công trình lớn, cao

tầng, nếu tính ra thì khoảng thời gian tiết kiệm được này thực sự có ý nghĩa về mặt kinh

tế, xã hội.


Qua các thí nghiệm đã được thực hiện, sàn dự ứng lực còn chứng tỏ được khả năng chịu

tải trọng ngang tốt hơn các loại sàn vượt nhịp khác, khả năng vượt nhịp trên sàn đặc có

cùng bề dày.

Hơn nữa hệ sàn - cột sử dụng kết cấu sàn dự ứng lực tạo ra không gian rộng, đẹp, dễ

dàng thay đổi công năng,kiến trúc phòng ốc (tương ứng với tải trọng thiết kế ban đầu).

Điều này đem lại hiệu quả kinh tế rất cao cho chủ đầu tư.

4.5. QUY TRÌNH TÍNH TOÁN DỰ ỨNG LỰC

Bước 1: Lựa chọn sơ bộ kích thước và vật liệu



Bước 2: Thông số tải trọng



Xác định trường hợp tải trọng và tổ hợp tải trọng ACI 318M-11

1. Giai đoạn sử dụng (Service Load Stage)




Tính toán với tải trọng tiêu chuẩn.

Lúc buông neo (At the transfer):

Intital = 1,0SW + 1,0PT-Tranfer

Giai đoạn sử dụng: (At service load)

SLS1 = 1,0SW + 1,0SDL + 1,0LL + 1,0PT-Final

SLS2 = 1,0SW + 1,0SDL + 0,5LL + 1,0PT-Final

SLS ENVELOPE SLS1 SLS2

2. Giai đoạn cực hạn (Ultimate Load Stage)

ULS1 = 1,4SW + 1,4SDL + 1,0PT-HP

ULS2 = 1,2SW + 1,2SDL +1,6LL + 1,0PT-HP

ULS3 = 0,9SW + 0,9SDL + 1,6GX + 1,0PT-HP

ULS4 = 0,9SW + 0,9SDL – 1,6GX + 1,0PT-HP

ULS5 = 0,9SW + 0,9SDL + 1,6GY + 1,0PT-HP

ULS6 = 0,9SW + 0,9SDL – 1,6GY + 1,0PT-HP

ULS7 = 1,2SW + 1,2SDL + 1,6LL + 1,6GX + 1,0PT-HP

ULS8 = 1,2SW + 1,2SDL + 1,6LL – 1,6GX + 1,0PT-HP

ULS9 = 1,2SW + 1,2SDL + 1,6LL + 1,6GY + 1,0PT-HP

ULS10 = 1,2SW + 1,2SDL + 1,6LL – 1,6GY + 1,0PT-HP

ULS11 = 1,2SW + 1,2SDL + 1,6LL + 1,0ĐĐX + 1,0PT-HP

ULS12 = 1,2SW + 1,2SDL + 1,6LL - 1,0ĐĐX + 1,0PT-HP

ULS13 = 1,2SW + 1,2SDL + 1,6LL + 1,0ĐĐY + 1,0PT-HP

ULS14 = 1,2SW + 1,2SDL + 1,6LL - 1,0ĐĐY + 1,0PT-HP

ULS15 = 0,9SW + 0,9SDL + 1,0ĐĐX + 1,0PT-HP

ULS16 = 0,9SW + 0,9SDL - 1,0ĐĐX + 1,0PT-HP

ULS17 = 0,9SW + 0,9SDL +1,0ĐĐY + 1,0PT-HP

ULS18 = 0,9SW + 0,9SDL - 1,0ĐĐY + 1,0PT-HP

ULS ENVELOPE ULS1 ...ULS18

Bước 3: Tính toán các thông số cáp

Tính ứng lực trước ban đầu




Xác định hình dạng cáp

Tổn hao ứng suất trước, tính ứng suất hiệu quả trong cáp

Sơ bộ cáp và bố trí trong cáp

Bước 4: Kiểm tra ứng suất giai đoạn buông neo

Cường độ bê tông lúc buông neo: ' '

ci cf max 0,8f ,25MPa 25MPa

Ứng suất kéo: '

t cif 0,25 f

Ứng suất nén: '

c cif 0,6f

Bước 5: Kiểm tra giai đoạn sử dụng

Ứng suất kéo: '

t cif 0,25 f

Ứng suất nén: '

c cif 0,6f ( tải ngắn hạn) và ' '

c cf 0,45f (tải dài hạn)

Bước 6: Tính toán cốt thép gia cường

Vùng moment âm trên gối tựa diện tích cốt thép tối thiểu theo mỗi phương

s cfA 0,0075A (Acf là diện tích mặt cắt ngoang lớn nhất của dãy)

Vùng moment dương, khi ứng suất kéo trong bê tông trong giai đoạn sử dụng vượt

quá '

c0,17 f nhưng không lớn hơn '

c0,5 f thì hàm lượng cốt thép thường tối thiểu

cs

y

NA

0,5f . Trong đó Nc là lực kéo bê tông trong giai đoạn sử dụng và yf không vượt

quá 420 MPa

Bước 7: Kiểm tra giai đoạn moment cực hạn

b

ddp

Aps

As

ps

s

c

Asfy

Apsfps

ca

a/2

0,85f'cab

0,85f'c

(a) (b) (c)




u n pu pu p y sM M f A d 0,5a f A d 0,5a

Trong đó: py '

p 1 c

pu

f0,28 0,9 ; 0,85 f 30MPa

f

Bước 8: Kiểm tra khả năng chịu cắt

Bước 9: Kiểm tra độ võng

Độ võng ngắn hạn: LL

L4 1.0

180

Độ võng dài hạn: SW SDL PT Final LL

L2,0 4

240




CHƯƠNG 5: TÓM TẮT QUY TRÌNH THI CÔNG CÁC LOẠI

SÀN VƯỢT NHỊP

1.1. QUY TRÌNH TÓM TẮT THI CÔNG SÀN DỰ ỨNG LỰC

1.1.1. Lắp dựng ván khuôn

Hình 5.1 - Lắp dựng ván khuôn sàn

1.1.2. Định vị đường cáp lên ván khuôn

Hình 5.2 - Định vị cáp trên ván khuôn




1.1.3. Lắp đặt côt thép dưới

Hình 5.3 - Lắp đặt cốt thép dưới

1.1.4. Lắp đặt cáp dự ứng lực

Hình 5.4 - Lắp đặt cáp dự ứng lực




1.1.5. Lắp đặt cốt thép trên

Hình 5.5 - Lắp đặt cốt thép trên

1.1.6. Đổ bê tông sàn

Hình 5-6 Đổ bê tông sàn




1.1.7. Kéo căng cáp

Hình 5.7 - Kéo căng cáp dự ứng lực

1.1.8. Bơm vữa cho đường cáp

Hình 5.8 - Bơm vữa cho đường cáp

1.1.9. Tham khảo quy trình thi công một công trình thực tế

Quy trình thi công trên đây tham khảo hồ sơ thiết kế công trình SSG – Bình Thạnh –

Thành phố Hồ Chí Minh, (công trình được thi công tại thời điểm làm sinh viên thực hiện

chuyên đề này)




Bảng 5.1 Quy trình tóm tắt thi công sàn dự ứng lực

1.2. QUY TRÌNH TÓM TẮT THI CÔNG SÀN BUBBLEDECK

BubbleDeck được có thể sản xuất dưới 3 dạng cấu kiện:

- Loại A: Module cốt thép, dạng cấu kiện “lưới bóng” chế tạo sẵn được đặt trên ván

khuôn truyền thống và đổ bê tông trực tiếp.

- Loại B: Cấu kiện bán toàn khối, đáy của lưới bóng được cấu tạo một lớp bê tông

đúc sẵn, dày 60mm (có thể là 70mm khi cần) thay cho ván khuôn tại công trường.

- Loại C: Tấm sàn thành phẩm, sản phẩm phân phối tới chân công trình dưới dạng

tấm bê tông hoàn chỉnh.

1.2.1. Trình tự thi công sàn BubbleDeck - Loại A

1.2.1.1. Lắp dựng hệ giáo chống, xà gồ, cầu phong

Hệ giáo chống được lắp dựng đảm bảo cho khoảng cách giữa các xà gồ là 1,2m. Hệ cầu

phong sử dụng thép hộp, khoảng cách lớn nhất giữa các cầu phong là 0,6m




Hình 5.9 - Lắp dựng hệ giáo chống, xà gồ, cầu phong

1.2.1.2. Ghép ván khuôn sàn BubbleDeck

Ghép ván khuôn đúng vị trí đã xác định trên bản vẽ. Đảm bảo bề mặt ván sàn được

phẳng và kín khít

Hình 5.10 - Ghép ván khuôn sàn BubbleDeck

1.2.1.3. Lắp đặt lưới thép dưới – bóng – lưới thép trên và giằng bóng

Lắp đặt lưới thép dưới, lưới thép trên và giằng bóng theo đúng bản vẽ thiết kế. Bao gồm

cả cốt thép liên kết lưới dưới, cốt thép liên kết lưới trên. Cốt thép liên kết cần được định

vị vào lưới thép bằng liên kết buộc




Hình 5.11 - Cấu kiện được chế tạo sẵn tại nhà xưởng

Hình 5.12 - Cấu kiện được lắp ghép tại công trường

1.2.1.4. Lắp đặt cốt thép mũ cột, cốt thép chịu cắt

Lắp đặt cốt thép mũ cột, cốt thép chịu cắt tại vị trí đầu cột (nếu cần)




Hình 5.13 - Lắp đặt cốt thép mũ cột

1.2.1.5. Ghép ván khuôn thành theo chu vi

1.2.1.6. Công tác chuẩn bị đổ bê tông

Kiểm tra độ kín khít của ván khuôn sàn, liên kết cốt thép, giằng bóng... Làm sạch sàn

trước khi đổ bê tông

1.2.1.7. Đổ bê tông toàn khối

Đổ bê tông theo mác đúng quy định trong thiết kế. Đầm và làm phẳng mặt bê tông

Hình 5.14 - Đổ bê tông sàn




Hình 5.15 - Đầm và làm phẳng mặt bê tông

1.2.1.8. Tháo dỡ hệ chống đỡ, ván khuôn sàn

Tùy thuộc vào cấp độ bền của bê tông, bước cột của kết cấu và biện pháp thi công của

nhà thầu.

Hình 5.16 - Tháo dỡ hệ chống đỡ, ván khuôn sàn




1.2.2. Trình tự thi công sàn BubbleDeck - Loại B

1.2.2.1. Lắp dựng hệ cột chống tạm thời

Các dầm đỡ được đặt song song. Khoảng cách tối đa giữa các xà gồ đỡ không vượt quá

1.8m.

Hình 5.17 - Lắp dựng hệ cột chống tạm thời

1.2.2.2. Ghép các cấu kiện BubbleDeck bán toàn khối đúc sẵn

Ghép các cấu kiện BubbleDeck bán toàn khối vào đúng vị trí đã xác định trên bản vẽ




Hình 5.18 - Ghép các cấu kiện BubbleDeck bán toàn khối đúc sẵn

1.2.2.3. Ghép cốt thép liên kết

Bao gồm cốt thép liên kết phần dưới của tấm sàn (trực tiếp trên lớp bê tông đúc sẵn

không cần định vị hoặc trên ván khuôn có định vị) và cốt thép liên kết phần trên tấm sàn

(trực tiếp lên lưới thép trên), cùng với các thanh uốn đi kèm

Hình 5.19 - Ghép cốt thép liên kết




1.2.2.4. Ghép cốt thép chịu cắt tại vị trí đầu cột (nếu cần)

1.2.2.5. Ghép cốt thép biên

Ghép cốt thép biên: Bao gồm các thanh góc và thanh kẹp tại vị trí biên, theo chu vi bản

sàn.

1.2.2.6. Ghép ván khuôn thành theo chu vi

1.2.2.7. Công tác chuẩn bị đổ bê tông

Kiểm tra mối nối giữa các cấu kiện, làm sạch và làm ẩm lớp bê tông đúc sẵn.

1.2.2.8. Đổ bê tông toàn khối

Đầm và làm phẳng mặt bê tông

Hình 5.20 - Đổ bê tông,đầm và làm phẳng mặt bê tông

1.2.2.9. Tháo dỡ hệ cột chống tạm thời

Tùy thuộc tư vấn, hướng dẫn công trình cụ thể




Hình 5.21 - Tháo dỡ hệ cột chống tạm thời

1.3. QUY TRÌNH THI CÔNG SÀN U – BOOT BETON

1.3.1. Lắp đặt hệ thống cốp pha cây chống

Toàn bộ bề mặt sàn đổ bê tông ở hiện trường được chốn đỡ bởi hệ thống cốp pha chống

sau đó thép lớp dưới sẽ được lắp đặt theo như thiết kế và con kê cho thép lớp trên được

lắp đặt sau đó.

Hình 5.22 - Lắp đặt hệ cây chống




Hình 5.23 - Lắp đặt cốt pha hộp U - Boot

1.3.2. Lắp dựng cốt thép

U - boot được sử dụng thiết bị nối để định vị và đảm bảo bề rộng của dầm. Nhờ đế nâng

hình nón, U-boot được nâng lên khỏi bề mặt, tạo nên lớp bê tông mặt dưới của sàn. Lưới

thép lớp trên cũng như thép gia cường chịu cắt, chọc thủng tại cột và các vị trí kỹ thuật

cũng sẽ tiến hành lắp đặt khi hệ thống hộp rỗng đã thi công hoàn thiện

Hình 5.24 - Lắp dựng cốt thép




Hình 5.25 - Thi công xong các lớp thép

1.3.3. Đổ bê tông sàn

Việc đổ bê tông được thực hiện trong hai giai đoạn để đảm bảo chất lượng bê tông mặt

dưới và chống đẩy nổi cốt thép: Lớp bê tông đầu tiên sẽ được đổ đến hết chiều cao phần

chân đế của U-boot.

Việc đổ bê tông sẽ tiếp tục với phần còn lại của sàn ngay sau đó

Hình 5.26 - Đổ bê tông sàn




1.3.4. Hoàn thiện

Bê tông được cào mặt và làm phẳng bể mặt. Ngay sau khi bê tông đủ cường độ cốp pha

sẽ được tháo dỡ.

Hình 5.27 - Bê tông được cào mặt và làm phẳng bể mặt

Hình 5.28 - Khi bê tông đủ cường độ cốp pha sẽ được tháo dỡ




CHƯƠNG 6: TÍNH TOÁN SÀN VƯỢT NHỊP

6.1. TÍNH TOÁN SÀN U-BOOT BETON

6.1.1. Sơ bộ kích thước sàn U-boot Beton

Thiên về an toàn chọn chiều dày sàn theo yêu cầu của sàn U-boot Beton.

Bảng 6.1 - Bảng sơ bộ thông số kỹ thuật theo nhịp sàn

Nhịp

sàn

Chiều dày sàn

dự kiến với tải

trọng vượt

500kg

H U-boot

(Chiều cao

hộp U-boot)

S1 (Tính từ đáy

sàn cho đến

hộp U-boot)

S2 (Tính từ mặt

sàn cho đến

hộp U-boot)

Trọng

lượng

sàn nhẹ

m cm cm cm cm Kg/m2

7 26 16 5 5 482,6

8 30 16 7 7 582,6

9 34 24 5 5 596,2

10 36 16 10 10 732,6

11 38 24 7 7 696,2

12 42 32 5 5 715,2

13 50 40 5 5 828,2

14 52 32 10 10 965,2

15 58 48 5 5 942,2

16 62 48 7 7 1042,4

6.1.2. Quan niệm tính toán sàn U-boot Beton

Có 3 quan niệm tính toán sàn U-boot Beton như sau:

- Mô hình kết cấu dạng hộp rỗng

- Mô hình kết cấu dạng thanh

- Mô hình sàn phẳng U-Boot Beton




Hình 6.1 – Mô hình kết cấu dạng hộp rỗng




Hình 6.2 – Mô hình kết cấu dạng thanh




Hình 6.3 – Mô hình sàn phẳng U-boot Beton




Bảng 6.2 - Bảng quy đổi tiết diện sàn U-boot Beton

Nhịp

sàn

Chiều dày

sàn dự kiến

với tải trọng

vượt 500kg

Moment

quán tính sàn

Moment

quán tính sàn

đặc

sanU boot

sandac

EJ

EJ

sanU boot

sandac

m mm cm4/m cm4/m

7 26 122,36 146,46 0,835 0,74

8 30 200,89 225,00 0,89 0,78

9 34 246,06 327,53 0,75 0,70

10 36 364,69 388,8 0,94 0,81

11 38 375,79 457,26 0,82 0,73

12 42 429,51 617,4 0,70 0,68

13 50 673,54 1041,66 0,65 0,66

14 52 983,85 1147,73 0,86 0,74

15 58 989,34 1625,93 0,61 0,65

16 62 1349,48 1986,06 0,68 0,67




6.1.2.1. Mô hình tính toán sàn U-boot Beton

Thiết kế sàn tầng 5 với kích thước 32 x 49 m

Hình 6.4 – Mặt bằng sàn tầng 2-18.

BEÁP+P.AÊN

P.NGUÛ

P.KHAÙCH

P.NGUÛ

P.TAÉM

P.NGUÛ P.TAÉM

B2

P.NGUÛ

P.KHAÙCH

P.TAÉM

BEÁP+P.AÊN

BEÁP+P.AÊN

P.NGUÛ

A2

A

B

C

D

1 2 3 4 5 62' 3' 3'' 4'

B''

B'

A

C2b

P.NGUÛ

P.TAÉM P.TAÉM

P.NGUÛ

P.KHAÙCH

A2P.TAÉM

BEÁP+P.AÊN

P.KHAÙCH

A2

A2

A2

C2b

A2

A2

A2

B2

P.TAÉM

P.NGUÛ

BEÁP+P.AÊN

P.NGUÛ

P.KHAÙCH

P.NGUÛ

P.TAÉM

BEÁP+P.AÊN

P.NGUÛ

P.NGUÛ

P.TAÉM P.TAÉM

P.NGUÛ

P.KHAÙCH

P.TAÉM

BEÁP+P.AÊN

P.KHAÙCH

P.TAÉM

P.NGUÛ

BEÁP+P.AÊN

P.NGUÛ

P.KHAÙCH

P.NGUÛ

P.TAÉM

BEÁP+P.AÊN

P.NGUÛ

P.TAÉMP.TAÉM

P.NGUÛ

P.KHAÙCH

P.TAÉMP.TAÉM

BEÁP+P.AÊN

P.NGUÛ

P.KHAÙCH

P.NGUÛ

P.TAÉM

BEÁP+P.AÊN

P.NGUÛ

P.TAÉMP.TAÉM

P.NGUÛ

P.KHAÙCH

P.TAÉMP.TAÉM

P.NGUÛP.TAÉM

P.NGUÛ

P.KHAÙCH

P.TAÉM

BEÁP+P.AÊN




Hình 6.5 – Mô hình sàn U-boot Beton trong Safe




6.1.2.2. Chia dãi tính toán trên ô sàn

Hình 6.6 – Chia dải sàn theo phương X

Hình 6.7 – Chia dải sàn theo phương Y




6.1.2.3. Nội lực tại sàn trên dãi






Bảng 6.3 - Bảng quy đổi moment trên tiết diện chữ I

Tên dải Vị trí Momem dãy

( kN.m)

B (dãy)

(m)

Mômen quy đổi tiết diện chữ I

(kN.m)

CSA1 Nhịp 106,3 2 37,2

Gối 76,7 2 26,8

MSA1 Nhịp 251,5 4 44,0

Gối 82,78 4 14,5

CSA2 Nhịp 566,3 4,5 88,1

Gối 485,6 4,5 75,5

MSA2 Nhịp 694,1 5 97,2

Gối 427,7 5 59,9

CSA3 Nhịp 568 4,5 88,4

Gối 177,6 4,5 27,6

MSA3 Nhịp 81,7 4 14,3

Gối 251,6 4 44,0

CSA4 Nhịp 120 2 42,0

Gối 71,4 2 25,0

CSB1 Nhịp 150,4 2 52,6

Gối 48,5 2 17,0

MSB1 Nhịp 244,3 4 42,8

Gối 33,9 4 5,9

CSB2 Nhịp 256,4 4,625 38,8

Gối 26,4 4,625 4,0

MSB2 Nhịp 428,7 5,25 57,2

Gối 132,3 5,25 17,6

CSB3 Nhịp 237,2 4,875 34,1





( kN.m)

B (dãy)

(m)


(kN.m)

Gối 10,5 4,875 1,5

MSB3 Nhịp 757,7 4,5 117,9

Gối 486,5 4,5 75,7

CSB4 Nhịp 236,9 4,875 34,0

Gối 10,77 4,875 1,5

MSB4 Nhịp 428,2 5,25 57,1

Gối 138,7 5,25 18,5

CSB5 Nhịp 256,1 4,625 38,8

Gối 19,1 4,625 2,9

MSB5 Nhịp 234,8 4 41,1

Gối 26,5 4 4,6

CSB6 Nhịp 150 2 52,5

Gối 14,4 2 5,0

6.1.2.4. Tính thép gia cường ACI 318M-11 [29]

Hình 6.10 – Sơ đồ ứng suất để xác định moment giới hạn




Điều kiện đảm bảo khả năng chịu uốn là:

u y sM M f A d a / 2

Hệ số giảm độ bền chịu uốn: 0,9

a là vùng bê tông chịu nén theo giả thuyết của Whitney

Xuất phát từ trường hợp phá hoại dẻo, ta có sơ đồ ứng suất dùng để tính toán tiết diện

chữ T có cánh trong vùng nén.

Về mặt tính toán, khi trục trung hòa đi qua cánh, tiết diện chữ T được tính như tiết diện

chữ nhật có chiều rộng '

fb . Còn tiết diện chữ I thì được tính như tiết diện chữ T có cánh

trong vùng nén

' ' '

uf cu f f fM 0,85f b h d 0,5h

Nếu ufM M thì trụng trung hòa đi qua cánh, việc tính toán được tiến hành như đối

với tiết diện chữ nhật '

fb h

' 2

cu f

2Ma d 1 1

0,85f b d

'

cu fs

y

0,85f b aA

f

Nếu ufM M thì trụng trung hòa đi qua sườn, việc tính toán được tiến hành như đối

với tiết diện chữ T.

'' ' ff f

cu

M hh b b d

0,85f 2a d a

b

' '

cu f f

s

y

0,85f b b h baA

f




Bảng 6.4 - Bảng tính cốt thép

Tên dải Vị trí Mômen

(kN.m)

Mf

(kN.m) d

(mm)

h'f

(mm)

b'f

(mm) a (mm)

As

(mm2)

Chọn thép As

chọn chond s (m.m) d s (m.m)

CSA1 Nhịp 36,7 334,69 400 50 700 5,745 262,94 10 300 10 300 366,52 0,37 0,51

Gối 59,0 334,69 400 50 700 9,284 424,93 10 300 12 300 447,15 0,59 0,62

MSA1 Nhịp 33,0 334,69 400 50 700 5,173 236,76 10 300 10 300 366,52 0,33 0,51

Gối 54,8 334,69 400 50 700 8,625 394,74 10 300 12 300 447,15 0,55 0,62

CSA2 Nhịp 31,7 334,69 400 50 700 4,970 227,49 10 300 10 300 366,52 0,32 0,51

Gối 91,1 334,69 400 50 700 14,431 660,52 10 300 12 150 711,05 0,92 0,99

MSA2 Nhịp 29,2 334,69 400 50 700 4,578 209,52 10 300 10 300 366,52 0,29 0,51

Gối 41,6 334,69 400 50 700 6,524 298,59 10 300 12 300 447,15 0,41 0,62

CSA3 Nhịp 30,5 334,69 400 50 700 4,778 218,69 10 300 10 300 366,52 0,30 0,51

Gối 89,0 334,69 400 50 700 14,093 645,01 10 300 12 150 711,05 0,90 0,99

MSA3 Nhịp 32,7 334,69 400 50 700 5,127 234,64 10 300 10 300 366,52 0,33 0,51

Gối 51,7 334,69 400 50 700 8,131 372,13 10 300 12 300 447,15 0,52 0,62

CSA4 Nhịp 35,2 334,69 400 50 700 5,511 252,22 10 300 10 300 366,52 0,35 0,51

Gối 53,7 334,69 400 50 700 8,451 386,79 10 300 12 300 447,15 0,54 0,62

CSB1 Nhịp 55,2 334,69 400 50 700 8,678 397,19 12 300 12 300 527,79 0,55 0,73

Gối 61,1 334,69 400 50 700 9,619 440,25 12 300 12 300 527,79 0,61 0,73

MSB1 Nhịp 49,0 334,69 400 50 700 7,702 352,50 12 300 12 300 527,79 0,49 0,73

Gối 63,1 334,69 400 50 700 9,941 454,97 12 300 12 300 527,79 0,63 0,73

CSB2 Nhịp 46,8 334,69 400 50 700 7,346 336,24 12 300 12 300 527,79 0,47 0,73

Gối 67,8 334,69 400 50 700 10,699 489,67 12 300 12 300 527,79 0,68 0,73

MSB2 Nhịp 26,3 334,69 400 50 700 4,106 187,93 12 300 0 300 263,89 0,26 0,37

Gối 13,6 334,69 400 50 700 2,125 97,28 12 300 0 300 263,89 0,14 0,37





(kN.m)

Mf

(kN.m) d

(mm)

h'f

(mm)

b'f

(mm) a (mm)

As

(mm2)

Chọn thép As

chọn chond s (m.m) d s (m.m)

CSB3 Nhịp 32,0 334,69 400 50 700 5,017 229,63 12 300 10 300 447,15 0,32 0,62

Gối 68,3 334,69 400 50 700 10,768 492,82 12 300 12 300 527,79 0,68 0,73

MSB3 Nhịp 26,4 334,69 400 50 700 4,137 189,33 12 300 0 300 263,89 0,26 0,37

Gối 11,0 334,69 400 50 700 1,722 78,83 12 300 0 300 263,89 0,11 0,37

CSB4 Nhịp 31,5 334,69 400 50 700 4,931 225,70 12 300 10 300 447,15 0,31 0,62

Gối 67,2 334,69 400 50 700 10,603 485,27 12 300 12 300 527,79 0,67 0,73

MSB4 Nhịp 24,9 334,69 400 50 700 3,897 178,36 12 300 0 300 263,89 0,25 0,37

Gối 17,7 334,69 400 50 700 2,763 126,48 12 300 0 300 263,89 0,18 0,37

CSB5 Nhịp 46,5 334,69 400 50 700 7,309 334,51 12 300 12 300 527,79 0,46 0,73

Gối 60,6 334,69 400 50 700 9,545 436,88 12 300 12 300 527,79 0,61 0,73

MSB5 Nhịp 49,2 334,69 400 50 700 7,726 353,61 12 300 12 300 527,79 0,49 0,73

Gối 43,9 334,69 400 50 700 6,898 315,73 12 300 12 300 527,79 0,44 0,73

CSB6 Nhịp 53,9 334,69 400 50 700 8,478 388,01 12 300 12 300 527,79 0,54 0,73

Gối 57,0 334,69 400 50 700 8,972 410,65 12 300 12 300 527,79 0,57 0,73




6.1.2.5. Tính toán chọc thủng cho sàn U-boot Beton

Như chúng ta đã biết dạng phá hoại dầm do lực cắt thể hiện qua các vết nứt xiên bởi ứng

suất uốn và cắt gây ra. Vết nứt này bắt đầu tại mặt chịu kéo của dầm và mở rộng theo

đường chéo tới vùng chịu nén gần tải trọng tập trung.

Trong trường hợp bản hoặc móng hai phương, hai cơ chế hư hỏng do lực cắt thể hiện

có thể xảy ra.

Lực cắt phá hoại một phương hay phá hoại dầm có liên quan đến vết nứt kéo dài qua

toàn bộ chiều rộng của kết cấu.

Lực cắt phá hoại theo hai phương hay gọi là phá hoại do chọc thủng có liên quan đến sự

phá hoại quanh bề mặt hình nón cụt hay hình chóp xung quanh cột.

Hình 6.11 – Sơ đồ phá hoại của lực cắt

Nhìn chung thì khả năng chịu cắt do chọc thủng của một bản sàn sẽ nhỏ hơn khả năng

chịu phá hoại cắt dạng dầm. Tuy nhiên trong thiết kế nên xem xét cả hai cơ chế phá hoại.

Trong trường hợp sàn hai phương là sàn phẳng thì cần kiểm tra theo cơ chế phá hoại

theo lực cắt 2 phương ( phá hoại do chọc thủng).




Hình 6.12 – Mặt phá hoại xuyên thủng của cột vách

Khả năng chịu lực cắt của sàn được kiểm tra trong giai đoạn tới hạn

Hình 6.13 – Sự phân bố ứng suất cắt trong vách giữa và vách biên




Kiểm tra chọc thủng tại vách biên

Kích thước tiết diện vách giữa VD2 (giao với trục D và trục 2), tầng 5

Hình 6.14 – Tiết diện chống xuyên của vách biên

Chiều dày sàn h = 420 mm, h0 = 420 – 20 = 400 mm,

Dựa vào Autocad 2008 xác định được chu vi tiết diện chống xuyên

Hình 6.15 – Thông số hình học của tiết diện chống xuyên




um = 10529 mm.

tt 12 ct m 0

lQ q l A f u h

2

tt 12

3

l 10Q q l A 12,49. .10 6,215

2 2

547 kN 1,0.1,4.10 .10,5.0,4 5880 kN

Thỏa điều kiện chọc thủng của sàn

Kiểm tra chọc thủng tại vách giữa

Kích thước tiết diện vách giữa VC2 (giao với trục C và trục 2), tầng 5

b.h = 400x2000 mm

Chiều dày sàn h = 400 mm, h0 = 420 – 20 = 400 mm

tt

1 2 ct m 0Q q l l b d . h d f u h

1 1b c d 2000 200 2200(mm)

2 2b c d 400 200 600(mm)

m 1 2u 2. b b 2. 2200 600 5600 mm

tt

1 2

3

Q q l l b d . h d 12,49. 11.10 2,2.0,6

1357 kN 1,0.1,4.10 .5,6.0,4 3136 kN





6.1.2.6. Kiểm tra chuyển vị

Hình 6.16 – Chuyển vị lớn nhất sàn U-Boot Beton

Độ võng giới hạn của sàn theo tiêu chuẩn ACI 318M-2011: 1

L 240

Vậy 11,7 1

11,76(mm) 0,001 0,0042L 12000 240

.

Thỏa điều kiện về độ võng




6.2. TÍNH TOÁN SÀN BUBBLE DECK

6.2.1. Sơ bộ kích thước sàn bubble deck

Thiên về an toàn chọn chiều dày sàn theo yêu cầu của sàn bubble deck

Bảng 6.5 - Bảng sơ bộ thông số kỹ thuật theo nhịp sàn

Nhịp

sàn

Chiều

dày

sàn

Dead

Load

Live

load

Bubble

Diameter

S1 (Tính từ

đáy sàn cho

đến Bubble

Deck)

S2 (Tính từ

mặt sàn cho

đến Bubble

Deck)

Trọng

lượng

sàn nhẹ

m cm kN/m2 kN/m2 cm cm cm kg/m2

7 23 3,8 2,5 - 4 18 3 5 370

8 23 3,8 2,5 - 4 18 3 5 370

9 28 4,5 2,5 - 4 22,5 3 5,5 460

10 28 4,5 2,5 - 4 22,5 3 5,5 460

11 34 5,5 2,5 - 4 27 3 7 550

12 34 5,5 2,5 - 4 27 3 7 550

13 39 6,5 2,5 - 4 31,5 3 7,5 640

14 39 6,5 2,5 - 4 31,5 3 7,5 640

15 45 7,4 2,5 - 4 36 3 9 730

16 45 7,4 2,5 - 4 36 3 9 730

6.2.2. Quan niệm tính toán sàn Bubble Deck

Có 3 quan niệm tính toán sàn Bubble deck như sau:

- Mô hình kết cấu dạng Bubble deck

- Mô hình kết cấu dạng thanh

- Mô hình sàn phẳng Bubble deck




Hình 6.17 – Mô hình kết cấu dạng hộp rỗng




Hình 6.18 – Mô hình kết cấu dạng thanh




Hình 6.19 – Mô hình sàn phẳng U-boot Beton




Theo tiêu chuẩn EuroCode2 thì cho phép ta lấy độ cứng tương đương bằng 0,9.

Bảng 6.6 - Bảng quy đổi tiết diện sàn Bubble Deck

Nhịp sàn Chiều dày sàn Bubble Diameter a sanBubbleDeck

sandac

EJ

EJ sanBubbleDeck

sandac

m cm cm cm

7 23 18 10 0,9 0,64

8 23 18 10 0,9 0,64

9 28 22,5 12,5 0,9 0,66

10 28 22,5 12,5 0,9 0,66

11 34 27 15,0 0,9 0,65

12 34 27 15,0 0,9 0,65

13 39 31,5 17,5 0,9 0,66

14 39 31,5 17,5 0,9 0,66

15 45 36 20 0,9 0,65

16 45 36 20 0,9 0,65




6.2.2.1. Mô hình tính toán sàn Bubbke Deck

Hình 6.20 – Mặt bằng sàn tầng 2-18.

BEÁP+P.AÊN

P.NGUÛ

P.KHAÙCH

P.NGUÛ

P.TAÉM

P.NGUÛ P.TAÉM

B2

P.NGUÛ

P.KHAÙCH

P.TAÉM

BEÁP+P.AÊN

BEÁP+P.AÊN

P.NGUÛ

A2

A

B

C

D

1 2 3 4 5 62' 3' 3'' 4'

B''

B'

A

C2b

P.NGUÛ

P.TAÉM P.TAÉM

P.NGUÛ

P.KHAÙCH

A2P.TAÉM

BEÁP+P.AÊN

P.KHAÙCH

A2

A2

A2

C2b

A2

A2

A2

B2

P.TAÉM

P.NGUÛ

BEÁP+P.AÊN

P.NGUÛ

P.KHAÙCH

P.NGUÛ

P.TAÉM

BEÁP+P.AÊN

P.NGUÛ

P.NGUÛ

P.TAÉM P.TAÉM

P.NGUÛ

P.KHAÙCH

P.TAÉM

BEÁP+P.AÊN

P.KHAÙCH

P.TAÉM

P.NGUÛ

BEÁP+P.AÊN

P.NGUÛ

P.KHAÙCH

P.NGUÛ

P.TAÉM

BEÁP+P.AÊN

P.NGUÛ

P.TAÉMP.TAÉM

P.NGUÛ

P.KHAÙCH

P.TAÉMP.TAÉM

BEÁP+P.AÊN

P.NGUÛ

P.KHAÙCH

P.NGUÛ

P.TAÉM

BEÁP+P.AÊN

P.NGUÛ

P.TAÉMP.TAÉM

P.NGUÛ

P.KHAÙCH

P.TAÉMP.TAÉM

P.NGUÛP.TAÉM

P.NGUÛ

P.KHAÙCH

P.TAÉM

BEÁP+P.AÊN




Hình 6.21 – Mô hình sàn U-boot Beton trong Safe




6.2.2.2. Chia dãi tính toán trên ô sàn






6.2.2.3. Nội lực tại sàn trên dãi






Bảng 6.7 - Bảng quy đổi moment trên tiết diện chữ I


( kN.m)

B (dãy)

(m)


(kN.m)

CSA1 Nhịp 106,3 2 37,2

Gối 76,7 2 26,8

MSA1 Nhịp 251,5 4 44,0

Gối 82,78 4 14,5

CSA2 Nhịp 566,3 4,5 88,1

Gối 485,6 4,5 75,5

MSA2 Nhịp 694,1 5 97,2

Gối 427,7 5 59,9

CSA3 Nhịp 568 4,5 88,4

Gối 177,6 4,5 27,6

MSA3 Nhịp 81,7 4 14,3

Gối 251,6 4 44,0

CSA4 Nhịp 120 2 42,0

Gối 71,4 2 25,0

CSB1 Nhịp 150,4 2 52,6

Gối 48,5 2 17,0

MSB1 Nhịp 244,3 4 42,8

Gối 33,9 4 5,9

CSB2 Nhịp 256,4 4,625 38,8

Gối 26,4 4,625 4,0

MSB2 Nhịp 428,7 5,25 57,2

Gối 132,3 5,25 17,6

CSB3 Nhịp 237,2 4,875 34,1





( kN.m)

B (dãy)

(m)


(kN.m)

Gối 10,5 4,875 1,5

MSB3 Nhịp 757,7 4,5 117,9

Gối 486,5 4,5 75,7

CSB4 Nhịp 236,9 4,875 34,0

Gối 10,77 4,875 1,5

MSB4 Nhịp 428,2 5,25 57,1

Gối 138,7 5,25 18,5

CSB5 Nhịp 256,1 4,625 38,8

Gối 19,1 4,625 2,9

MSB5 Nhịp 234,8 4 41,1

Gối 26,5 4 4,6

CSB6 Nhịp 150 2 52,5

Gối 14,4 2 5,0

6.2.2.4. Tính thép gia cường ACI 318M-11 [29]

Hình 6.26 – Sơ đồ ứng suất để xác định moment giới hạn




Điều kiện đảm bảo khả năng chịu uốn là:

u y sM M f A d a / 2

Hệ số giảm độ bền chịu uốn: 0,9

a là vùng bê tông chịu nén theo giả thuyết của Whitney

Xuất phát từ trường hợp phá hoại dẻo, ta có sơ đồ ứng suất dùng để tính toán tiết diện

chữ T có cánh trong vùng nén.

Về mặt tính toán, khi trục trung hòa đi qua cánh, tiết diện chữ T được tính như tiết diện

chữ nhật có chiều rộng '

fb . Còn tiết diện chữ I thì được tính như tiết diện chữ T có cánh

trong vùng nén

' ' '

uf cu f f fM 0,85f b h d 0,5h

Nếu ufM M thì trụng trung hòa đi qua cánh, việc tính toán được tiến hành như đối

với tiết diện chữ nhật '

fb h

' 2

cu f

2Ma d 1 1

0,85f b d

'

cu fs

y

0,85f b aA

f

Nếu ufM M thì trụng trung hòa đi qua sườn, việc tính toán được tiến hành như đối

với tiết diện chữ T.

'' ' ff f

cu

M hh b b d

0,85f 2a d a

b

' '

cu f f

s

y

0,85f b b h baA

f




Bảng 6.8 - Bảng tính cốt thép


(kN.m)

Mf

(kN.m)

d

(mm)

h'f

(mm)

b'f

(mm) a (mm)

As

(mm2)

Chọn thép As

chọn chond s(mm) d s(mm)

CSA1 Nhịp 32,3 152,6175 320 70 300 15,012 294,46 10 300 10 300 366,52 3,07 3,82

Gối 37,3 69,9975 320 30 300 17,381 340,94 10 300 10 300 366,52 3,55 3,82

MSA1 Nhịp 29,6 152,6175 320 70 300 13,720 269,13 10 300 10 300 366,52 2,80 3,82

Gối 46,3 69,9975 320 30 300 21,764 426,90 10 300 12 300 447,15 4,45 4,66

CSA2 Nhịp 28,3 152,6175 320 70 300 13,120 257,36 10 300 10 300 366,52 2,68 3,82

Gối 68,7 69,9975 320 30 300 32,877 644,90 10 300 12 150 711,05 6,72 7,41

MSA2 Nhịp 25,7 152,6175 320 70 300 11,872 232,88 10 300 10 300 366,52 2,43 3,82

Gối 36,6 69,9975 320 30 300 17,046 334,36 10 300 10 300 366,52 3,48 3,82

CSA3 Nhịp 27,3 152,6175 320 70 300 12,631 247,75 10 300 10 300 366,52 2,58 3,82

Gối 66,9 69,9975 320 30 300 31,954 626,80 10 300 10 300 366,52 6,53 3,82

MSA3 Nhịp 29,3 152,6175 320 70 300 13,566 266,11 10 300 10 300 366,52 2,77 3,82

Gối 43,5 69,9975 320 30 300 20,378 399,72 10 300 12 300 447,15 4,16 4,66

CSA4 Nhịp 31,3 152,6175 320 70 300 14,541 285,23 10 300 10 300 366,52 2,97 3,82

Gối 35,1 69,9975 320 30 300 16,333 320,38 10 300 12 300 447,15 3,34 4,66

CSB1 Nhịp 48,4 152,6175 320 70 300 22,767 446,58 10 300 12 300 447,15 4,65 4,66

Gối 51,7 69,9975 320 30 300 24,393 478,47 10 300 14 300 542,45 4,98 5,65

MSB1 Nhịp 43,0 152,6175 320 70 300 20,157 395,40 10 300 12 300 447,15 4,12 4,66

Gối 50,2 69,9975 320 30 300 23,641 463,72 10 300 14 300 542,45 4,83 5,65

CSB2 Nhịp 41,0 152,6175 320 70 300 19,194 376,50 10 300 12 300 447,15 3,92 4,66

Gối 33,2 69,9975 320 30 300 15,436 302,78 10 300 12 300 447,15 3,15 4,66

MSB2 Nhịp 22,4 152,6175 320 70 300 10,339 202,81 10 300 10 300 366,52 2,11 3,82





(kN.m)

Mf

(kN.m)

d

(mm)

h'f

(mm)

b'f

(mm) a (mm)

As

(mm2)

Chọn thép As

chọn chond s(mm) d s(mm)

Gối 10,6 69,9975 320 30 300 4,855 95,24 10 300 10 300 366,52 0,99 3,82

CSB3 Nhịp 27,8 152,6175 320 70 300 12,879 252,63 10 300 10 300 366,52 2,63 3,82

Gối 54,6 69,9975 320 30 300 25,843 506,92 10 300 14 300 542,45 5,28 5,65

MSB3 Nhịp 22,3 152,6175 320 70 300 10,308 202,19 10 300 10 300 366,52 2,11 3,82

Gối 11,0 69,9975 320 30 300 5,017 98,41 10 300 10 300 366,52 1,03 3,82

CSB4 Nhịp 27,3 152,6175 320 70 300 12,625 247,64 10 300 10 300 366,52 2,58 3,82

Gối 27,6 69,9975 320 30 300 12,787 250,82 10 300 14 300 542,45 2,61 5,65

MSB4 Nhịp 21,5 152,6175 320 70 300 9,907 194,32 10 300 10 300 366,52 2,02 3,82

Gối 13,7 69,9975 320 30 300 6,270 122,99 10 300 10 300 366,52 1,28 3,82

CSB5 Nhịp 40,7 152,6175 320 70 300 19,061 373,88 10 300 12 300 447,15 3,89 4,66

Gối 48,0 69,9975 320 30 300 22,592 443,15 10 300 12 300 447,15 4,62 4,66

MSB5 Nhịp 43,2 152,6175 320 70 300 20,258 397,37 10 300 12 300 447,15 4,14 4,66

Gối 46,5 69,9975 320 30 300 21,845 428,51 10 300 14 300 542,45 4,46 5,65

CSB6 Nhịp 47,3 152,6175 320 70 300 22,246 436,36 10 300 10 300 366,52 4,55 3,82

Gối 34,0 69,9975 320 30 300 15,826 310,44 10 300 12 300 447,15 3,23 4,66




6.2.2.5. Tính toán chọc thủng cho sàn U-boot Beton

Như chúng ta đã biết dạng phá hoại dầm do lực cắt thể hiện qua các vết nứt xiên bởi ứng

suất uốn và cắt gây ra. Vết nứt này bắt đầu tại mặt chịu kéo của dầm và mở rộng theo

đường chéo tới vùng chịu nén gần tải trọng tập trung.

Trong trường hợp bản hoặc móng hai phương, hai cơ chế hư hỏng do lực cắt thể hiện

có thể xảy ra.

Lực cắt phá hoại một phương hay phá hoại dầm có liên quan đến vết nứt kéo dài qua

toàn bộ chiều rộng của kết cấu.

Lực cắt phá hoại theo hai phương hay gọi là phá hoại do chọc thủng có liên quan đến sự

phá hoại quanh bề mặt hình nón cụt hay hình chóp xung quanh cột.

Hình 6.27 – Sơ đồ phá hoại của lực cắt

Nhìn chung thì khả năng chịu cắt do chọc thủng của một bản sàn sẽ nhỏ hơn khả năng

chịu phá hoại cắt dạng dầm. Tuy nhiên trong thiết kế nên xem xét cả hai cơ chế phá hoại.

Trong trường hợp sàn hai phương là sàn phẳng thì cần kiểm tra theo cơ chế phá hoại

theo lực cắt 2 phương ( phá hoại do chọc thủng).




Hình 6.28 – Mặt phá hoại xuyên thủng của cột vách

Khả năng chịu lực cắt của sàn được kiểm tra trong giai đoạn tới hạn

Hình 6.29 – Sự phân bố ứng suất cắt trong vách giữa và vách biên




Kiểm tra chọc thủng tại vách biên

Kích thước tiết diện vách giữa VD2 (giao với trục D và trục 2), tầng 5

Hình 6.30 – Tiết diện chống xuyên của vách biên

Chiều dày sàn h = 250 mm, h0 = 340 – 20 = 320 mm,

Dựa vào Autocad 2008 xác định được chu vi tiết diện chống xuyên

Hình 6.31 – Thông số hình học của tiết diện chống xuyên




um = 10529 mm.

tt 12 ct m 0

lQ q l A f u h

2

tt 12

3

l 10Q q l A 12,49. .10 6,215

2 2

547 kN 1,0.1,4.10 .10,5.0,32 4704 kN


Kiểm tra chọc thủng tại vách giữa

Kích thước tiết diện vách giữa VC2 (giao với trục C và trục 2), tầng 5

b.h = 400x2000 mm

Chiều dày sàn h = 340 mm, h0 = 340 – 20 = 320 mm

tt

1 2 ct m 0Q q l l b d . h d f u h

1 1b c d 2000 200 2200(mm)

2 2b c d 400 200 600(mm)

m 1 2u 2. b b 2. 2200 600 5600 mm

tt

1 2

3

Q q l l b d . h d 12,49. 11.10 2,2.0,6

1357 kN 1,0.1,4.10 .5,6.0,32 2508,8 kN





6.2.2.6. Kiểm tra khả năng chịu cắt sàn

6.2.2.7. Kiểm tra chuyển vị

Hình 6.32 – Chuyển vị lớn nhất sàn U-Boot Beton

Độ võng giới hạn của sàn theo tiêu chuẩn ACI 318M-2011: 1

L 240

Vậy 15,15 1

15,15(mm) 0,0013 0,0042L 12000 240

.

Thỏa điều kiện về độ võng




CHƯƠNG 7: HỆ TƯỜNG VÂY, GIẰNG CHỐNG THI CÔNG

BOTTOM-UP

7.1. ĐẶT VẤN ĐỀ

Trong cuộc sống hiện đại, ở Việt Nam ngày càng xuất hiện nhiều công trình cao tầng.

Việc thiết kế nhà cao tầng hiện nay, hầu hết đều có tầng hầm để giải quyết vấn đề đổ xe

và các hệ thống kỹ thuật của toàn nhà. Phổ biến là các công trình cao từ 10 đến 30 tầng

được thiết kế từ một đến hai tầng hầm để áp ứng yêu cầu sử dụng của chủ đầu tư trong

hoàn cảnh công trình bị khống chế chiều cao và khuôn viên đất có hạn... Việc xây dựng

tầng hầm trong nhà cao tầng đã tỏ ra có hiệu quả tốt về mặt công năng sử dụng và công

trình cũng được phát triển lên cao hơn nhờ một phần được đưa sâu vào lòng đất. Việc

tổ chức xây dựng tầng hầm còn có ý nghĩa đưa trọng tâm của ngôi nhà xuống thấp hơn.

Nói chung với các hệ thống công trình ngầm sẽ mang lại cho các thành phố những hình

ảnh và hiệu quả tốt về cảnh quan, môi trường, đồng thời tăng quỹ đất cho các công trình

kiến trúc trên mặt đất, phát huy được tiềm năng dồi dào của khoảng không gian ngầm,

góp phần mang lại những hiệu quả kinh tế trước mắt và lâu dài. Tuy nhiên việc thi công

tầng hầm cho các toà nhà cao tầng cũng đặt ra nhiều vấn đề phức tạp về kỹ thuật, môi

trường và xã hội cần phải giải quyết khi thi công hố đào sâu trong các khu đất chật hẹp

ở các thành phố lớn. Thi công hố đào làm thay đổi trạng thái ứng suất biến dạng trong

nền đất xung quanh và có thể làm thay đổi mực nước ngầm. Các quá trình thi công hố

móng có thể làm đất nền bị chuyển dịch và lún, gây hư hỏng cho các công trình lân cận

nếu không có các giải pháp thi công hợp lý. Hiện nay việc thi công tầng hầm có ba

phương pháp sau đây: phương pháp Bottom up, phương pháp Top – Down và phương

pháp semi Top – Down. Trong giới hạn chuyên đề này, chúng ta đi sâu vào vấn đề kỹ

thuật, tổ chức thi công tầng hầm, và một số sự cố cách khắc phục theo phương pháp

truyền thống thi công tầng hầm từ dưới lên hay còn gọi là phương pháp “ Bottom up”.

Việc thi công tầng hầm theo phương pháp này đòi hỏi có giải pháp phù hợp chống đỡ

tường chắn khi thi công đào đất tầng hầm xuống sâu.




7.2. LỰA CHỌN GIẢI PHÁP THI CÔNG HỐ ĐÀO SÂU, TƯỜNG VÂY VÀ HỆ

GIẰNG CHỐNG SHORING – KINGSPOT.

7.2.1. Lựa chọn giải pháp thi công hố đào

7.2.1.1. Phương pháp đào đất trước sau đó thi công tầng nhà BOTTOM-UP (The Full

Cut Excavation Methods)

Hình 7.1 – Đào đất theo mái dốc tự nhiên

Hình 7.2 – Đào đất có cừ không chống

Hình 7.3 – Hố đào đào thành nhiều tầng có cừ chắn không chống




Hình 7.4 – Ván cừ giữ thành hố đào không chống dùng khi các cột chống không

ảnh hưởng thi công tầng hầm

Hình 7.5 – Ván cừ giữ vách có neo khi cần thông thoáng cho hố đào khi cần thi

công tầng hầm

Ưu điểm: Thi công đơn giản, có độ chính xác cao, giải pháp kiến trúc với tầng hầm cũng

đơn giản vì nó giống với phần trên của mặt đất. Dể dàng xử lý chống thấm cho thành

tầng hầm và lắp đặt hệ thống mạng lưới kỹ thuật.

Nhược điểm: Khi chiều sâu hố đào lớn sẽ khó thực hiện, đặc biệt là khi lớp bề mặt yếu,

khi hố đào không dùng hệ cừ thì mặt bằng phải rộng đủ để mở taluy cho hố đào. Không

phù hợp với công trình xây chen, có thể gây mất an toàn cho công trình lân cận, đặc biệt

khi chiều sâu hố đào lớn.




7.2.1.2. Phương pháp thi công đào đất sử dụng tường chắn và hệ giằng Bottom- Up

Sau khi thi công tường vây xong ta bắt đầu đào đất bên trong công trình bằng những hệ

thép hình, số lượng tầng thanh chống có thể là 1 tầng chống, 2 tầng chống hoặc nhiều

hơn tuỳ theo chiều sâu hố đào, dạng hình học của hố đào và điều kiện địa chất, thuỷ văn

trong phạm vi chiều sâu tường vây.

Hình 7.6 –Thi công tường vây

Hình 7.7 – Đào đất

Hình 7.8 – Thi công kết cấu bên trong hố đào và giằng chống




Hình 7.9 – Cấu tạo hệ giằng chống bằng thép hình

Ưu điểm: trọng lượng nhỏ, lắp dựng và tháo dỡ thuận tiện, có thể sử dụng nhiều lần.

Căn cứ vào tiến độ đào đất có thể vừa đào, vừa chống, có thể làm cho tăng chặt nếu có

hệ thống kích, tăng đơ rất có lợi cho việc hạn chế chuyển dịch ngang của tường.

Nhược điểm: độ cứng tổng thể nhỏ, mắt nối ghép nhiều. Nếu cấu tạo mắt nối không hợp

lý và thi công không thoả đáng và không phù hợp với yêu cầu của thiết kế, dễ gây ra

chuyển dịch ngang và mất ổn định của hố đào do mắt nối bị biến dạng, không có không

gian thông thoáng thi công gặp nhiều khó khăn.

7.2.1.3. Phương pháp thi công đào đất sử dụng hệ neo BOTTOM-UP

Thanh neo trong đất đã được ứng dụng tương đối phổ biến và đều là thanh neo dự ứng

lực. Tại Hà Nội, công trình Toà nhà Tháp Vietcombank và Khách sạn Sun Way đã được

thi công theo công nghệ này. Neo trong đất có nhiều loại, tuy nhiên dùng phổ biến trong

xây dựng tầng hầm nhà cao tầng là Neo phụt.




Hình 7.10 –Chống tường bao bằng hệ neo ngầm

Hình 7.11 –Mặt cắt 3 - 18 neo trong đất




Hình 7.12 –Cáp dự ứng lực sử dụng cho neo trong đất

Ưu điểm: Thi công hố đào gọn gàng, có thể áp dụng cho thi công những hố đào rất sâu,

Có không gian thông thoáng cho phương tiện và con người làm việc trong môi trường

hầm.

Nhược điểm: Số lượng đơn vị thi công xây lắp trong nước có thiết bị này còn ít. Nếu

nền đất yếu sâu thì cũng khó áp dụng. Đòi hỏi diện tích đất rộng xung quanh không có

công trình dân dụng vì sẽ gặp khó khăn vấn đề pháp lý.




7.2.1.4. Phương pháp gia cố nền trước khi thi công hố đào BOTTOM-UP

Trình tự thi công gia cố nền bằng khoan sau đó bơm vữa xi măng vào hố khoan để gia

tăng cường độ đất nền, sau đó mới thi công đào đất. Khi thi công ở những vùng đất cát,

việc đào đất trở nên khó khăn vì cát lở. Ngoài những biện pháp chống đỡ thành hố đào

như đã nêu ở trên, ta cũng có thể áp dụng phương pháp gia cố nền hố đào trước khi đào

đất.Nó thích hợp cho công trình có mặt bằng thi công rộng và chiều sâu hố đào không

lớn.

Hình 7.13 –Gia cố hố đào trước khi đào đất

Ưu điểm: Thi công đơn giản giá thành thấp, mặt bằng thi công thoáng, không bị vướng

Nhược điểm: Khó xác định chính xác thông số đất nền sau khi gia cố, đòi hỏi mặt bằng

xung quanh rộng, độ tin tưởng thấp, đòi hỏi mặt bằng xung quanh rộng để gia cố vùng

có nguy cơ trượt.




7.2.1.5. Phương pháp đào ảo (Island Excavation Methods)

Thi công bộ phần công trình giữa trước khi hố đào rộng lớn. Bốn cạnh còn lại dùng mái

dốc để giữ đất còn lại,Sau khi thi công được phần giữa thì ta tiến hành chống từ bộ phận

giữa này ra tường lúc này nhịp chống sẽ ngắn hơn,Chỉ áp dụng cho các hố đào có diện

tích đủ lớn để tạo mái dốc nội bộ hố.

Hình 7.14 –Chắn giữ hố đào khi thi công xong phần giữa

Hình 7.15 –Hình ảnh công trình thi công theo phương pháp đào ảo




7.2.1.6. Phương pháp thi công Top – Down

Phương pháp này để giữ tường chắn ổn định không bị biến dạng khi sử dụng hệ cột

giằng chống đỡ hoặc dùng neo ngầm, cả hai đều bộc lộ một nhược điểm rất lớn là chi

phí công tác chống đỡ và neo ngầm, người ta đưa ra phương pháp này thi công từ trên

xuống. Thi công cùng lúc cọc nhồi và tường vây, sau đó thi công sàn tầng trệt dùng sàn

tầng trệt xem như hệ chống đỡ, thi công đào đất xuống tiếp sàn hầm và tiếp tục dùng

sàn hầm để chống đỡ.

Hình 7.16 –Thi công cọc nhồi và tường chắn đất

Hình 7.17 – Đổ bê tông sàn tầng trệt




Hình 7.18 – Đào đất tầng hầm 1

Hình 7.19 – Đào đất tầng hầm 2

Ưu điểm: Tiến độ thi công nhanh,qua thực tế một số công trình cho thấy để có thể thi

công phần thân công trình chỉ mất 30 ngày, trong khi với giải pháp chống quen thuộc

mỗi tầng hầm ( kể cả đào đất, chống hệ dầm tạm, thi công phần bê tông) mất khoảng 45

đến 60 ngày.Với nhà có 3 tầng hầm thì thời gian thi công từ 3 – 6 tháng. Không phải tốn

chi phí cho hệ chống phụ. Chống vách hố đào được giải quyết nhờ hệ kết cấu công trình

( cột, dầm, sàn) có độ bền và độ ổn định cao. Không tốn hệ giáo chống, coppha cho kết

cấu dầm sàn vì sàn thi công trên mặt đất.

Nhược điểm: Kết cấu cột tầng hầm phức tạp, liên kết giữa dầm sàn và cột tường khó thi

công.Thi công đất trong không gian kín khó thực hiện cơ giới hóa.Thi công trong tầng




hầm kín ảnh hưởng tới sức khỏe người lao động. Phải lắp đặt hệ thống thông gió và

chiếu sáng nhân tạo.

7.2.1.7. Phương pháp thi công Semi-Top Down

Tương tự như Top-down nhưng bắt đầu dùng Top-down ở cốt sàn hầm 1, tức ban đầu

vẫn đào hở hầm 1, đổ xong sàn hầm 1 thì mới bắt đầu làm theo Top-down. Cách này

được dùng để tiết kiệm chi phí đào thủ công cho hầm 1, vì nhiều khi đào tới độ sâu hầm

1 thì cũng chưa cần phải giằng chống nhiều, tường vây là đủ. Mặt khác, cách này cũng

là cách giúp hoàn thành phần ngầm nhanh hơn phần thân, giúp tiến độ thông suốt (vì đã

có trường hợp thi công Top-down để rút ngắn tiến độ nhưng khi phần thân tới tầng 5 thì

phần ngầm chưa xong phải đợi gây ra chậm tiến độ thi công không khả thi).

Hình 7.20 – Hình ảnh thực tế thi công Semi – Top Down




7.2.2. Lựa chọn kết cấu cho công trình CHUNG CƯ LUCKY TOWER

Chung Cư LUCKY TOWER được xây dựng tại số 05 Công trường mê linh – Quận 1–

TP.HCM. Công trình gồm có: 2 tầng hầm +17 tầng lầu + 1 tầng trệt + 1 tầng sân thượng

+ 1 tầng mái. Hai tầng hầm được sử dụng làm hầm để xe,nhận thấy chiều sâu hố đào

không lớn nên không có quá nhiều hệ giằng chống hai tầng hầm nên được thiết kế thi

công theo phương pháp Bottom – Up là hợp lý.

7.2.3. Lựa chọn giải pháp loại tường vây để sử dụng cho hố đào

Tường trong đất là một bộ phận kết cấu công trình bằng bê tông cốt thép hoặc các vật

liệu khác tương ứng được đúc tại chổ hoặc lắp ghép (bằng các tấm panen đúc sẵn) trong

đất. Các loại tường vây phổ biến gia cố thành hố đào hiện nay.

Hình 7.21 mô tả 5 loại tường cừ chống giữ hố đào thông dụng, bao gồm: H-pile (tường

cọc chống đứng và ván lát ngang; Sheet Pile (Tường cọc ván thép); CLP (Tường cọc bê

tông cốt thép); S.C.W (Tường đất xi măng trộn sâu); Slurry Wall (Tường cừ bê tông cốt

thép trong đất).

Hình 7.21 – Năm loại tường vây chống giữ hố đào thông dụng




Bảng 7.1 – Phân loại tường neo thường được sử dụng bới U.S Army Corps of

Engineering

Kết cấu tường Phân loại tường theo độ cứng

Tường mềm Tường cứng

Tường cọc ván thép

Hệ chống tường cọc ván lát ngang

Hệ thống tường gồm các cọc chèn nhau

Tường cọc bê tông cốt thép liên tục

Tường cọc bê tông cốt thép không liên tục

7.2.3.1. Tường cọc chống đứng và ván lát ngang

Tường cọc chống và ván lát ngang được sử dụng đầu tiên tại Đức vào cuối những năm

thế kỷ thứ 19 và được sử dụng rộng rải ở Châu Âu. Tường gồm hai bộ phận chính: Cọc

chống chịu toàn bộ tải trọng do áp lực đất và ván lát ngang chịu tải trọng do áp lực đất

giữa hai thanh chống

Hình 7.23 mô tả neo cọc chống đứng bằng thép hình và ván lát ngang bằng gổ để giữ

ổn định hố đào. Cọc chống đứng bằng thép hình có tiết diện ngang chữ I, giằng ngang

bằng thép hình có tác dụng phân bố lực neo các cọc chống đứng liền kề.

Cọc chống có thể là cọc đóng hoặc cọc đổ bê tông tại chổ hoặc kết cấu bê tông ứng lực

trước, Thép cọc chống có thể là tiết diện chữ I, H, hình hộp, Hình ống hay tiết diện hình

chữ nhật …

Hình 7.22 – Tiết diện ngang liên hợp và hình ống




Hình 7.23 – Tường neo cọc chống và ván lát ngang

7.2.3.2. Tường chắn bằng cọc ván thép

Sử dụng thép máng, thép sấp ngửa móc vào nhau hoặc cọc bản thép khóa miệng bằng

các thép hình chữ U hoặc Z, Dùng phương pháp đóng hoặc rung để hạ chúng vào mặt

đất. Sau khi hoàn thành nhiệm vụ chắn giữ có thể thu hồi lên sử dụng lại.

Phạm vi sử dụng: Phương pháp này sử dụng rộng rãi hiện nay cho nhiều loại công trình

khác nhau từ công trình thủy công, cầu tàu, đê chắn, công trình cải tạo dòng chảy đến

các công trình giao thông như cầu hầm, bãi đậu xe ngầm. Trong xây dựng dân dụng sử

dụng gia cố thành các hố đào có độ sâu từ 3 – 6 m.

Hình 7.24 – Cọc cừ lassen và cọc cừ thép hình




Hình 7.25 – Gia cố thành hố đào với hệ thống tường cừ thép

7.2.3.3. Tường chắn đất bằng cọc khoan nhồi

Phương pháp này sử dụng các cọc khoan nhồi được khoan sát nhau trên đỉnh tường cọc

thường có các dầm bo tạo thành dãy tường chắn đất khi thi công hố đào sâu

Phạm vi sử dụng: Thường dùng cho hố đào có độ sâu từ 6 – 13 m, Đường kính từ 0,6

– 1m, Cọc dài tự 15 – 30 m.

Hình 7.26 – Tường chắn đất bằng cọc khoan nhồi




Hình 7.27 – Thi công tường cọc khoan nhồi

Ưu điểm: Khi thi công cũng như khi sử dụng cọc khoan nhồi đảm bảo anh toàn, cho các

công trình hiện hữu xung quanh. Trong chắn giữ hố đào có thể sử dụng hệ neo, giằng

chống… Để nâng cao khả năng chấn giữ.

Quá trình thi công móng cọc dể thay đổi các thông số của cọc (chiều sâu, đường kính)

tăng sức chịu tải của cọc nhờ việc tăng đường kính và chiều sâu của cọc, làm giàm bớt

số lượng cọc trong thời gian thi công cọc. Có thể xuyên qua các tầng sét cứng, cát chặt

ở giữa nền đất để xuống độ sâu lớn; thích hợp với công trình có hố đào với mặt bằng

thi công phức tạp (hình tròn, mặt bằng không vuông vắn…). Đầu cọc có thể chọn ở độ

cao tùy ý cho phù hợp với kết cấu công trình và kiến trúc mặt bằng

Nhược điểm: Khi thi công đòi hỏi thiết bị tốt, đầu tư cao cho hệ thống máy thi công, giá

thành cao; khi xuyên qua các vùng có các tơ hoặc đá nứt nẻ lớn phải dùng ống chống

để lại (không rút lên ) sau khi sử dụng nên giá thành cọc cao. Khó kiểm tra hố cọc và

thân cọc sau khi đổ bê tông.




7.2.3.4. Tường chắn Barret

Phương pháp này sử dụng giống với khoan nhồi nhưng có tiết diện bất kỳ hình chữ nhật

, chữ I, chữ T được khoan sát nhau trên đỉnh tường cọc thường có các dầm bo tạo thành

dãy tường chắn đất khi thi công hố đào sâu

Được thi công lần đầu tiên thực tế tại Italia, công ty Icos, thường dày 600 mm - 800 mm.

Chiều rộng thay thế từ 2,6m – 5m. Tính hợp cho hố đào có độ sâu lớn hơn 10m.

Ưu điểm: Tiến độ thi công nhanh, chống được vách đất với độ ổn định và an toàn cao

nhất, chiều sâu hố đào chống giữ lớn. Khả năng chống thấm tốt, bên cạnh việc chống đỡ

vách hố đào, tường vây barrette còn có thể sử dụng được một phần kết cấu của công

trình.

Nhược điểm:Công nghệ thi công phức tạp, khối lượng vật liệu lớn, đòi hỏi máy móc

hiện đại và công nhân tay nghề cao, giá thành cọc đắt, cần mặt bằng thi công rộng, Thi

công tại hiện trường chất lượng công phải phụ thuộc vào yếu tố khách quan. Khi xảy ra

sự cố khi thi công thì rất có thể khắc phục thì cũng hết sức tốn kém.




Hình 7.28 – Thi công tường chắn barrete cho hố đào sâu

Hình 7.29 – Quy trình thi công tường chắn barrete




7.2.3.5. Tường chắn đất bằng cọc xi măng đất (Soil-Cement Column)

Trụ tròn bằng hỗn hợp đất - xi măng, hay đất - vữa xi măng được chế tạo bằng cách trộn

cơ học xi măng hoặc vữa xi măng với đất tại chỗ (in - situ).

Hình 7.30 – Thi công tường cọc xi măng đất

Bước 1 Bước 2 Bước 3 Bước 4

Cọc đất – xi

măng ban đầu

1,2 & 3

Trộn các cọc

số 5,6 &7

Trộn lại các

cọc 3 & 5, tạo

cọc 4

Lắp đặt cột thép và

hoàn thành tường

Hình 7.31 – Các bước thi công cọc xi măng đất




Hình 7.32 – Mặt cắt ngang 3 - 18 của tường cọc đất xi măng trộn sâu

Ưu điểm: Tăng khả năng chống trượt của mái dốc, tăng cường độ chịu tải của nền đất,

giảm khả năng chấn động tới công trình lân cận, tránh hiện tượng biến loãng của đất rời.

Ổn định thành hố đào ngăn được nước thấm vào hố đào, khi dùng phương án tường chắn

bằng cọc trộn dưới đất thường không sử dụng hệ thanh chống, tạo điều kiện thi công hố

móng rất thông thoáng, quy trình thi công đơn giản nhanh chóng, giá thành rẻ hơn so

với các phương án gia cố khác, tính tự động hóa trong thi công cao khi thi công không

ảnh hưởng đến công trình bên cạnh.

Nhược điểm: Phương pháp chưa thực sự phổ biến trong xử lý hố đào trong các công

trình dân dụng, khả năng chịu tải của cọc thấp nên chiều sâu hố đào không cao, cọc sau

này chỉ sử dụng làm cọc biện pháp, không thể sử dụng làm cọc chịu tải cho công trình

và thu hồi sử dụng lại. Do máy thi công hiện có trên thị trường có kích thước lớn nên

cọc không phù hợp các công trình xây chen và quy mô nhỏ.

7.2.3.6. Tường chắn đất bằng cọc ván bê tông dự ứng lực

Sản phẩm cọc ván bê tông cốt thép dự ứng lực - PC Sheet Pile (gọi tắt là cọc ván PC)

được sáng chế và ứng dụng rộng rãi tại Nhật Bản vào những năm 1989-1990.Cọc ván

PC là loại cừ để làm tường chắn đất, ngăn nước, chịu tải chủ yếu theo phương vuông

góc với thân bản cừ, chiều dài cọc từ 6 – 12 m, Thích hợp cho loại hố đào từ 3 – 10m.




Hình 7.33 – Hình ảnh thực tế của cọc bản bê tông dự ứng lực

Ưu điểm: Cọc ván bê tông dự ứng lực tận dụng hết khả năng làm việc chịu nén của bê

tông và chịu kéo của cốt thép, tiết diện chịu lực ma sát tăng từ 1,5 – 3 lần so với các cọc

vuông có cùng tiết diện ngang (khả năng chịu tải của cọc tính theo đất nền tăng), khả

năng chịu lực tăng moment chống uốn, xoắn cao hơn cọc vuông bê tông bình thường,

do đó chịu được moment lớn hơn.

Sử dụng vật liệu cường độ cao của (bê tông, cốt thép) nên tiết kiệm vật liệu. Cường độ

chịu lực cao nên bê tông ít bị vỡ đầu cọc,mối nối. Tuổi thọ cao có thể ứng dụng trong

nhiều điều kiện địa chất khác nhau, chế tạo trong công trường nên thi công nhanh, kiểm

soát được chất lượng, thi công nhanh, mỹ quan đẹp hơn khi sử dụng kết cấu nổi trên bề

mặt. Chế tạo cọc dài hơn (có thể đến 24 m trên 1 cọc) nên hạn chế mối nối. Sau khi thi

công tạo thành bức tường bê tông kín có khả năng chống xói cao, hạn chế nở hông của

đất bên trong, kết cấu sau khi thi công xong đảm bảo độ kín, khít với bề rộng cọc lớn

phát huy tác dụng chắn các loại vật liệu ngăn nước, phù hợp với công trình chênh lệch

áp lực trước và sau khi đóng cọc như ở mố cầu và đường dẫn.




Nhược điểm: Công nghệ chế tạo phức tạp hơn cọc đóng thông thường. Thi công đòi hỏi

độ chính xác cao, thiết bị thi công hiện đại hơn (búa rung, búa thủy lực, máy cắt nước

áp lực…),

Giá thành cao hơn cọc đóng có cùng tiết diện. Ma sát âm (nếu có) tác dụng lên cọc tăng

gây bất lợi khi dùng cọc ván chịu lực như cọc ma sát ở vùng đát yếu, khó thi công theo

đường cong bán kính nhỏ, chi tiết nối phức tạp làm hạn chế độ sâu thi công cọc, khi thi

công dẫn đến ảnh hưởng các công trình lân cận.

7.2.4. Kết luận

7.2.4.1. Thống kê lựa chọn kết cấu tường chắn giữ và hố đào

Bảng 7.2 – Lựa chọn kết cấu chắn giữ

Độ sâu hố đào (m) Giải pháp

H < 6 m

- Cọc xi măng đất (không hoặc một tầng chống

neo)

- Cọc đóng (không hoặc một tầng chống neo)

- Tường cừ thép (không hoặc một tầng chống neo)

6 ≤ H ≤ 10 m

- Cọc bê tông d = 800 ÷1000 (một đến hai tầng

chống neo)

- Tường liên tục b = 600 ÷ 800 (một đến hai tầng

chống neo)

- Cọc đóng (một đến hai tầng chống neo)

- Cọc xi măng đất (một đến hai tầng chống neo)

- Tường cừ thép (một đến hai tầng chống neo)

H > 10

- Tường liên tục (b > 800) ( ≥ hai tầng chống neo)

- Cọc đường kính lớn ((d > 800) hai tầng chống neo

điều kiện địa chất hố đào thuận lợi

7.2.4.2. Xác định tải trọng

Tải trọng tác dụng lên công trình trong quá trình thi công đào hố móng gồm:

Áp lực đất




Áp lực nước

Áp lực do tải nhà bên cạnh tác dụng lên tường vây. Do công trình tiếp giáp với nhà dân

chủ yếu là nhà cấp 4: một trệt, một vài căn: một trệt + 1 lầu, để an toàn lấy xấp xỉ tải

trọng này vào khoảng 2g =10 kN / m

Hoạt tải xe, máy thi công 2p = 5 kN / m

Vậy lấy tổng tải trọng tính toán 2q = g + p =15 kN / m

7.2.4.3. Cấu tạo hệ tường vây và sàn tầng hầm

Từ những lập luận đã nêu trên và phù hợp với loại công trình tải trọng lớn xây chen trên

địa bàn Quận 1, Ta chọn giải pháp Tường Barret vừa làm tường vây và chịu lực cho

công trình.

Cao độ đỉnh tường vây : -1,2 m

Bề dày : 1,0 m

Mođun đàn hồi (B35) Eb : 3,45.107 kN/m2

Chiều dài: : 20 m

Diện tích mặt cắt : A =1.1 = 1,0 m2

Moment quán tính : I= b.h3 /12 =1.13 /12 = 0,083 m4

Trọng lượng : W = g.A = (25-18,7).1.1= 6,3 kN/m/m

Suy ra : EA = 3,45.107 . 1 = 3,45.107 kN/m

EI = 3,45.107 . 0,083= 0,286.107 kNm2/m

Hệ sàn hầm 1 và hầm 2:

EA = 3,45.107.0,3.1 = 10,35.106 kN/m (bê tông sử dụng cấp độ bền B35)

Lspacing = 1 m

Material Type: Elastic




7.2.5. Cấu tạo hệ giằng chống shoring – kingspot

7.2.5.1. Cấu tạo hệ shoring

Shoring là hệ giằng ngang tạm nhằm mục đích ngăn cản chuyển vị sạt lở và áp lực đất

của công trình ngầm, làm giằng ngang cho tường vây liên kết vào kingspot.

Hình 7.34 – Hình ảnh thực tế của thanh thép hình shoring

Hình 7.35 – Hình ảnh lắp dựng của thanh thép hình shoring




Hình 7.36 – Liên kết vị trí tường tầng hầm và hệ shoring

Hình 7.37 – Lắp đặt hệ shoring thứ hai




Hệ Shoring (H400)

Kích thước: B=400mm, D=400mm, t1=13mm, T= 21mm, r = 22mm

Trọng lượng: 172 kg/m

Diện tích mặt cắt: 218,7 cm2

Moment tiết diện:

Wx= 3330 cm3

Moment quán tính: Ix= 66600 cm4

Mođun đàn hồi: E = 2,1.108 KN/m2

Suy ra: EA = 2,1.108 . 218,7.10-4 = 4,59.106 KN/m

Khoảng cách bố trí thanh giằng: Lspacing = 5,6 m

Material Type: Elastic

Tra theo Catalge Product, Product Catalogue (2010), Company Hirose (Singapore) Pte

Ltd. [52]

Hình 7.38 – Thông số hệ thép hình Shoring - Kingpost




7.2.5.2. Cấu tạo hệ kingspot

Kingspot là hệ chống tạm nhằm chịu tải trọng của shoring truyền xuống cọc hoặc xuống

nền đất; Chịu tải trọng ngang của áp lực đất lên công trình; Liên kết với shoring tạo

thành hệ khung cứng, giữ ổn định tổng thể cho công trình, hạn chế dao động và chuyển

vị ngang của công trình hầm

Sơ bộ tường vây

Phương pháp Caquot và Kerisel

Khi độ cắm sâu của đất tường không đủ, mặc dù trong tình huống không có nước,

Đáy hố đào có nguy cơ đẩy trồi lên. Đáy hố bị trượt theo đường cong ABC, tạo ra hiện

tượng nâng cao đáy hố lên, lấy mặt đáy hồ đào làm chuẩn, ta có:

Ứng suất thẳng đứng bên phía không đào là:

1q .H

Ứng suất thẳng đứng bên phía đào là:

2q .H

Theo lý luận đường trượt có thể suy dẫn là




2 0 tg tg

1 2 2 pq q tg 45 e q K e2

tg

p

HD

K e

Với: H: chiều cao tường chắn

Kp: hệ số áp lực bị động, 2 0

pK tg 452

: Dung trọng của đất

: Góc ma sát trong của đất

D: Độ sâu cắm vào đất của thân tường

Xác định tường vây sẽ cắm vào lớp đất thứ 4 có các thông số như Bảng 7.11

0 '2 0

p

29 56K tg 45 2,99

2

0tg tg 29 56 '

p

H 10,8D 0,59 m

K e 2,99.e

Vậy tổng chiều dài tường vây sơ bộ là:

tL 0,59 10,8 11,39 m

Chọn chiều dài tường vây bằng 20 m

Công trình có mặt bằng không đủ lớn và xây chen nên sử dụng hệ tường vây tầng hầm

bằng cọc barret và chắn đất. Hệ chống tường chắn giữ đào đất là tường vây (diaphragm

wall) dày 800mm, với chiều sâu của tường vây từ 20m so với mặt đất hiện hữu. Hố đào

sâu nhất tại vị trí hố thang máy 9,0 m. Hệ chống là sàn bê tông cốt thép + thép hình

H350x350x12x19 và thanh đỡ H300x200x8x12 được bố trí hợp lý tại vị trí hố thang

máy và ram dốc để bảo đảm việc thi công tầng hầm an toàn.




7.3. THỐNG KÊ SỐ LIỆU ĐỊA CHẤT THEO MÔ HÌNH MORH - COULOMB

7.3.1. Thông số đất đắp

Bảng 7.3 – Bảng chỉ tiêu đất đắp (đất cát) san lấp tại công trường

Đất đắp

unsat sat kx ky ref

50E ref

oedE ref

urE c Rinter

kN/m3 kN/m3 m/ngày m/ngày kN/m3 kN/m2 kN/m3 kN/m2 độ - -

19 20 8,64 8,64 10000 10000 30000 0,1 300 0,9 0,3

7.3.2. Các thông số đầu vào để thống kê số liệu địa chất HK1 – HK2

Bảng 7.4 – Bảng tổng hợp thông số địa chất cần thiết1

Lớp đất w d sub

g/cm3 g/cm3 g/cm3

1 - - -

2 1,91 1,46 0,92

3 2,07 1,74 1,09

4 2,04 1,75 1,10

5 2,05 1,71 1,09

6 2,01 1,69 1,06

1 Tra theo Summary of soil test in BH1 (2009), Project Vietcombank Tower, Bộ Xây Dựng Phân Viện Khoa Học Công Nghệ

Xây Dựng. [46].




Bảng 7.5 – Bảng tổng hợp thông số địa chất cần thiết tiếp theo

Lớp đất LL ( WL ) PL ( WP ) PI ( Ip ) B (IL) W

% % % - %

1 - - - - -

2 33 22 11 0,76 30,4

3 28 16 12 1,39 19

4 25 18 7 0,04 17,7

5 54,7 23,9 30,9 0 19,3

6 29,5 17 12,5 0,23 18,8

7.3.3. Xử lý số liệu từ những số liệu thống kê

7.3.3.1. Tính toán các chỉ tiêu vật lý của đất nền

Hình 7.39 – Sơ đồ công thức chỉ tiêu vật lý của đất2

Trong đó:

2 Tra theo Chương 9, Bảng 9.1, Các Phương pháp khảo sát hiện trường và thí

nghiệm đất trong phòng, Võ Phán (2012), NXB Đại Học Quốc Gia Tp. Hồ Chí

Minh[26]




Ip : Chỉ số dẻo

IL : Chỉ số nhão (Độ sệt)

w : - Trọng lượng riêng tự nhiên

d : d - Trọng lượng riêng khô

s : s - Trọng lượng riêng hạt

sub : sub - ' - Trọng lượng riêng đẩy nổi

sat : Trọng lượng riêng bão hòa

sG : Tỷ trọng hạt

W : Độ ẩm (độ chứa nước)

rS : Độ bão hòa (độ no nước)

e: Hệ số rỗng

n: Độ rỗng

7.3.3.2. Tính toán hệ số thấm kx và ky

Tính toán ứng suất hữu hiệu tại vị trí giữa các lớp đất

Xác định ky:

Trong thí nghiệm cố kết, xác định giá trị t50 từ đồ thị

Độ cố kết trung bình U = 50% Tv = 0,197

50 v 50 wv v y2

r v 0

C t kT ;C k

H a 1 e

Từng cấp tải trọng có 1 giá trị k riêng

Lấy tại cấp tải bằng với ứng suất hữu hiệu '

v .h

ky hợp lý




Xác định kx:

Lấy mẫu theo phương đứng. Tạo mẫu bằng dao vòng theo phương ngang, lật mẫu lên,

xác định kx

Nhận xét:

x y x yk k ;k 1 2 k

Khi tăng, k giảm. Do đất chặt lại, khó thấm.

Bảng 7.6 – Bảng tính hệ số thấm của lớp đất (Mực nước tĩnh ở vị trí 2,9 m) 3

Lớp đất Độ sâu z Bề dày

unsat sat '

v .h ky kx

m m kN/m3 kN/m3 kN/m2 m/day m/day

1 1,60 3,2 19,0 20 30,40 8,64 8,64

2 4,45 2,5 19,1 19,2 69,6 3,67.10-4 7,35-4

3 6,75 2,1 20,7 20,9 92,545 1,5.10-5 3,0.10-5

4 21,55 27,5 20,4 21 255,24 8,6.10-3 17,2.10-3

5 42,5 14,4 20,5 20,9 484,97 8,6.10-4 17,2.10-4

6 64,7 30 20,3 20,9 726,95 0,086 0,17

Đối với trường hợp không có thí nghiệm nén cố kết ta có thể tham khảo Table 8.4 - Burt

Look (2007), Handbook of Geotechnical Investigation and Design Table. [43]

3 Tra theo Consodiation test,Thí nghiệm nén cố kết (2009), Project Vietcombank

Tower, Bộ Xây Dựng Phân Viện Khoa Học Công Nghệ Xây Dựng. [50]




Bảng 7.7 - Permeability based on soils classification (Chỉ số thấm dựa trên phân

loại đất)4

Soil type Description USC symbol Permeability, m/s

Gravels

Well graded GW 10-3 ÷ 10-1

Poorly graded GP 10-2 ÷ 10

Silty GM 10-7 ÷ 10-5

Clayey GC 10-8 ÷ 10-6

Sands

Well graded SW 10-5 ÷ 10-3

Poorly graded SP 10-4 ÷ 10-2

Silty SM 10-7 ÷ 10-5

Clayey SC 10-8 ÷ 10-6

Inorganic silts Low plasticity ML 10-9 ÷ 10-7

High plasticity MH 10-9 ÷ 10-7

Inorganic clays Low plasticity CL 10-9 ÷ 10-7

High plasticity CH 10-10 ÷ 10-8

Organic with silts/clays of low plasticity OL 10-8 ÷ 10-6

with silts/clays of high plasticity OH 10-7 ÷ 10-5

Peat Highly organic soils Pt 10-6 ÷ 10-4

7.3.3.3. Tính toán các chỉ tiêu cơ lý của đất nền

Hệ số Poisson

Công dụng: Đây là thông số ảnh hương đến biến dạng của đất nền

1

3

Cách xác định: Trong thí nghiệm nén 3 trục, biến dạng theo phương X, Y là như nhau

nên ta có:

4 Tra theo Mục 8.4, Bảng 8.4, Burt Look (2007), Handbook of Geotechnical

Investigation and Design Table. [43]




p 1 2 3 : Đo thông qua thể tích nước thoát ra khỏi mẫu

Đo bén dạng ngang: 1 , suy ra biến dạng đứng 3

Tuy nhiên, do không yêu cầu nên trong hồ sơ khảo sát địa chất không có giá trị hệ số

poisson. Do đó có thể sử dụng bảng tổng kết hệ số Poisson từ các nhà nghiên cứu

Bảng 7.8 – Bảng tra hệ số poisson5

Loại đất

Cát rời 0,2 – 0,4

Cát có độ chặt trung bình 0,25 – 0,4

Cát chặt 0,3 – 0,45

Sét mềm 0,15 – 0,25

Sét có độ cứng trung bình 0,2 – 0,5

Bảng 7.9 – Poisson ratio in soils (Bảng tra hệ số poisson ứng với từng loại đất)6

Material Short term Long term

Sands, gravels and other cohesionless soils 0,3 0,3

Low PI (<12%) 0,35 0,25

Medium PI 12%<PI<22%) 0,4 0,3

High PI (22%<PI<32%) 0,45 0,35

Extremely high PI (PI>32%) 0,45 0,4

Hệ số phần tử tiếp xúc Interface (Rinter)

Phần tử tiếp xúc (Interfaces) được gắn liên kết với bề mặt của tường, nhằm xét đến ảnh

hưởng tương tác qua lại giữa tường và đất xung quanh. Thông số diễn tả đặc tính của

5 Tra theo Mục 11.3, Bảng 11.2, Phân tích và tính toán móng cọc, Võ Phán (2013),

NXB Đại Học Quốc Gia TP.Hồ Chí Minh [27]

6 Tra theo Mục 11.17, Bảng 11.17, Burt Look (2007), Handbook of Geotechnical

Investigation and Design Table. [43]




phần tử này là Rinter, đó là hệ số giảm cường độ sức chống cắt (bao gồm góc ma sát trong

và lực dính c) giữa bề mặt tường và đất xung quanh so với sức chống cắt nội tại của

đất rời.

Bảng 7.10 – Bảng tra hệ số Rinter7

2 loại vật liệu tiếp xúc Rinter

Cát và thép 0,6 – 0,7

Sét và Thép 0,5

Cát và Bê tông 1,0 – 0,8

Sét và Bể tông 1,0 – 0,7

Đất và Lưới địa kỹ thuật 1,0

Đất và Vải địa kỹ thuật 0,9 - 0,5

Góc ma sát và lực dính c

Thí nghiệm Undrained Consolidated, Thí nghiệm nén ba trục không thoát nước – có cố

kết (CU), Project Vietcombank Tower, Bộ Xây Dựng Phân Viện Khoa Học Công Nghệ

Xây Dựng. [49]

Thí nghiệm Quick direct shear test (Thí nghiệm cắt nhanh trực tiếp) Summary of

soil test in BH1 (2009), Project Vietcombank Tower, Bộ Xây Dựng Phân Viện Khoa

Học Công Nghệ Xây Dựng. [46]

Góc giãn nở

Theo mặt định của Plaxis:

= 00 với đất có < 300

= - 300 với đất có ≥ 300

Hệ số Module biến dạng E tính bằng đơn vị (MPa)

7 Tra theo Mục 11.2, Bảng 11.1, Phân tích và tính toán móng cọc, Võ Phán (2013),

NXB Đại Học Quốc Gia TP.Hồ Chí Minh [27]




Thí nghiệm Unconsodiation Undrained, Thí nghiệm nén ba trục không thoát nước –

không cố kết (UU) (2009), Project Vietcombank Tower, Bộ Xây Dựng Phân Viện Khoa

Học Công Nghệ Xây Dựng. [48]

Thí nghiệm Consodiation test,Thí nghiệm nén cố kết (2009), Project Vietcombank

Tower, Bộ Xây Dựng Phân Viện Khoa Học Công Nghệ Xây Dựng. [50]

Nếu không có thí nghiệm thì dựa vào TCVN 9351-2012: Đất xây dựng – Phương pháp

thí nghiệm hiện trường thí nghiệm xuyên tiêu chuẩn SPT [10]

spta c N 6E

10

7.18

Trong đó:

a: là hệ số lấy bằng 40 khi Nspt > 15; lấy bằng 0 khi Nspt < 15

c: là hệ số được lấy phụ thuộc vào các loại đất:

c = 3,0 với đất loại sét

c = 3,5 với đất cát mịn

c = 4,5 với đất cát trung

c = 7,0 với đất cát thô

Bảng 7.11 – Bảng hệ số cơ lý của đất nền

Lớp đất Rinter c Eref

- - độ độ kN/m2 kN/m2

1 0,3 0,9 30 0 0,1 10000

2 0,25 0,8 24039’ 5021’ 14,4 919,5

3 0,3 0,85 19048’ 10012’ 16,8 3785

4 0,27 0,9 29056’ 004’ 12 10600

5 0,3 0,8 21058’ 802’ 39 22500

6 0,3 0,9 30041’ 000’ 11,5 28300

8 Tra theo Phụ Lục E, Điều E.1.2, TCVN 9351-2012: Đất xây dựng – Phương pháp

thí nghiệm hiện trường thí nghiệm xuyên tiêu chuẩn SPT [10]




7.3.4. Bảng tổng hợp số liệu đất nền mô hình hardening soil

Bảng 7.12 – Bảng tổng hợp số liệu đất nền mô hình hardening soil

Tên chỉ tiêu Lớp 1 Lớp 2 Lớp 3 Lớp 4 Lớp 5 Lớp 6

Loại đất Cát Đất sét Cát sét pha sét pha Sét cứng Cát bụi

Trạng thái San lấp mềm Dẻo Dẻo cứng Cứng Chặt

Bề dày 3,2 2,5 2,1 27,5 14,4 30

unsat (kN/m3) 19 19,1 20,7 20,4 20,5 20,3

sat (kN/m3) 20 19,2 20,9 21 20,9 20,9

kx (m/day) 8,64 7,35.10-4 3,0.10-5 17,2.10-2 17,2.10-4 0,172

ky (m/day) 8,64 3,67.10-4 1,5.10-5 8,6.10-2 8,6.10-4 0,086

Eoed (kN/m2) 10000 919,5 3785 10600 22500 28300

Eurref (kN/m2) 30000 3965 12320 32000 67500 84900

c (kN/m2) 0,1 14,4 16,8 12 39 11,5

(độ) 30 24019’ 19048’ 29056’ 21058’ 30041’

Rinter 0,9 0,8 0,85 0,9 0,8 0,9

Hệ số poisson 0,3 0,25 0,3 0,27 0,3 0,3

Mô hình vật liệu M-C M-C M-C M-C M-C M-C

Ứng xử vật liệu Drain Undrain Drain Undrain UnDrain Drain




7.4. -QUI TRÌNH THI CÔNG BOTTOM - UP TẦNG HẦM

Giai đoạn 1: Thi công tường vây, cọc khoan nhồi, đóng kingpost H400x408x21x21

Giai đoạn 2: Hạ nước ngầm đến dưới độ sâu 3,300m và đào đất lần 1 xuống độ sâu

2,300m (cao độ -3,500)

1' 1 2 3 4 5 6 6'

-16.200

1' 1 2 3 4 5 6 6'

-3.500




Giai đoạn 3: Lắp dựng hệ chống tạm H400x400x13x21 tại vị trí hố thang máy và ram

dốc, lắp dựng hệ shoring tại độ sâu 1,700m (cao độ -2,900)


5,900m (cao độ -7,100)

1' 1 2 3 4 5 6 6'

-2.900

0.000

-1.200

-3.500

-7.000

-21.200

1' 1 2 3 4 5 6 6'

0.000

-3.500

-7.000

-21.200

-5.800

-1.200







8,300m (cao độ -9,500m)

1' 1 2 3 4 5 6 6'

0.000

-3.500

-7.000

-21.200

-6.400

1' 1 2 3 4 5 6 6'

0.000

-3.500

-7.000

-21.200

-10.200




Giai đoạn 7 : Thi công đài móng ,Hạ mực nước ngầm đến dưới độ sâu 11,800m và đào

đất lần 4 xuống độ sâu 10,800m (cao độ -12,000m)

Giai đoạn 8 : Thi công đài móng hố thang máy + Đắp đất xung quanh + Đổ bê tông

phần dầm sàn tầng hầm 2 độ sâu 5,800m (cao độ -7,000m)

1' 1 2 3 4 5 6 6'

0.000

-3.500

-7.000

-21.200

1' 1 2 3 4 5 6 6'

0.000

-3.500

-7.000

-21.200




Giai đoạn 9 : Tháo dỡ hệ shoring tầng hầm 2 ở độ sâu 5,200m (cao độ -6,400m)

Giai đoạn 10: Đổ bê tông phần dầm sàn tầng hầm 1 độ sâu 2,300m (cao độ -3,500m)

1' 1 2 3 4 5 6 6'

0.000

-3.500

-7.000

-21.200

1' 1 2 3 4 5 6 6'

0.000

-3.500

-7.000

-21.200




Giai đoạn 11 : Tháo dở hệ shoring tầng hầm 1 lắp dựng hệ shoring tại độ sâu 1,700m

(cao độ -2,900)

7.5. MÔ HÌNH TƯỜNG VÂY PLAXIS 2D v8.5

PLAXIS 2D bao gồm các mô-đun PLAXIS Dynamics và PLAXIS PlaxFlow tạo thành

một gói phần tử hữu hạn dành cho việc phân tích sự biến dạng và ổn định hai chiều trong

địa kỹ thuật. Nó là một gói phần mềm hữu hạn yếu tố mạnh mẽ và thân thiện với người

sử dụng, và là sự phát triển đáng kể trong ngành địa kỹ thuật. Nó cung cấp các công cụ

chuyên nghiệp cần thiết để phân tích các dự án phức tạp trong các công trình công nghệ

cao trên thế giới ngày nay và trong tương lai.

Ứng dụng địa kỹ thuật đòi hỏi các mô hình tiên tiến cấu thành các mô phỏng trạng thái

phi tuyến, phụ thuộc thời gian và không đẳng hướng của đất hoặc đá. Ngoài ra, vì đất là

một vật liệu đa trạng thái, những phương pháp đặc biệt thực sự cần thiết để đối phó với

áp lực lỗ thủy tĩnh và không thủy tĩnh trong đất. Tuy vậy bản thân việc mô hình hóa của

đất là một vấn đề cực kỳ quan trọng, có rất nhiều dự án liên quan đến các mô hình kết

cấu và sự tương tác giữa các kết cấu và đất đai.

Đối với công trình có tầm quan trọng cấp 1 như đã của đồ án này nên sinh viên

quyết định chọn mô hình Plaxis 2D v8.5 để mô hình và chấp nhận các lý thuyết cơ

học đất tới hạn thay cho các lý thuyết cơ học đất cổ điển.

1' 1 2 3 4 5 6 6'

0.000

-3.500

-7.000

-21.200




7.5.1. Khai báo thông số đầu vào

7.5.1.1. Khai báo biên hố đào

Hình 7.40 – Khai báo điều kiện biên của hố đào

7.5.1.2. Khai báo các thông số mô hình đất

Hình 7.41 – Khai báo thông sô mô hình đất lớp 1




Hình 7.42 – Khai báo lớp đất vào mô hình tính toán

7.5.1.3. Khai báo thông số tường vây barret

Hình 7.43 – Khai báo thông số tường vây barret




7.5.1.4. Khai báo sàn tầng hầm

Hình 7.44 – Khai báo thông số sàn tầng hầm

7.5.1.5. Khai báo thông số hệ shoring – kingpost

Hình 7.45 – Khai báo thông số hệ shoring – kingpost




7.5.2. Mô hình hóa hố đào công trình

Hình 7.46 – Mô hình Plaxis 2D hố đào sâu

Giai đoạn 1: Thi công tường vây, cọc khoan nhồi, đóng kingpost H400x408x21x21





2,300m (cao độ -3,500)










5,900m (cao độ -7,100)







8,300m (cao độ -9,500m)




Giai đoạn 7 : Thi công đài móng ,Hạ mực nước ngầm đến dưới độ sâu 11,800m và đào

đất lần 4 xuống độ sâu 10,800m (cao độ -12,000m)




Giai đoạn 8 : Thi công đài móng hố thang máy + Đắp đất xung quanh + Đổ bê tông

phần dầm sàn tầng hầm 2 độ sâu 5,800m (cao độ -7,000m)




Giai đoạn 9 : Tháo dỡ hệ shoring tầng hầm 2 ở độ sâu 5,200m (cao độ -6,400m)

Giai đoạn 10: Đổ bê tông phần dầm sàn tầng hầm 1 độ sâu 2,300m (cao độ -3,500m)




Giai đoạn 11 : Tháo dở hệ shoring tầng hầm 1 lắp dựng hệ shoring tại độ sâu 1,700m

(cao độ -2,900)

7.6. KẾT QUẢ VÀ PHÂN TÍCH




7.6.1. Chuyển vị tường vây theo các bước thi công

Giai

đoạn

Giá trị

(mm) Chuyển vị tường vây (m) Chuyển vị hố đào sâu (m)

1 0,41




Giai

đoạn

Giá trị


2 15,47




3 15,48




Giai

đoạn

Giá trị


4 15,99




Giai

đoạn

Giá trị


5 15,99




Giai

đoạn

Giá trị


6 19,91




Giai

đoạn

Giá trị


7 29,41




Giai

đoạn

Giá trị


8 20,40




Giai

đoạn

Giá trị


9 20,40




Giai

đoạn

Giá trị


10 20,40




Giai

đoạn

Giá trị


11 20,29

ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP ĐỀ TÀI: CHUNG CƯ VIETCOMBANK TOWER

SVTH: NGUYỄN THẮNG NHẬT QUANG TRANG 171

Chuyển vị lớn nhất 29,41 mm

Theo Phụ Lục C, Điều C.2.6 TCVN 5574–2012: Kết cấu bê tông và bê tông cốt

thép–Tiêu chuẩn thiết kế.[4] quy định:

Đối với các chi tiết kết cấu nhà và công trình mà độ võng và chuyển vị của chúng

không đề cập đến trong tiêu chuẩn này và các tiêu chuẩn khác thì độ võng theo phương

đứng và phương ngang do tải trọng thường xuyên, tạm thời dài hạn và tạm thời ngắn

hạn, không được vượt quá 1/150 nhịp hoặc 1/75 chiều dài công xôn.

Theo Peck, Mỹ:

Chuyển vị tường vây cho phép (1/200 ÷ 1/500)L

Theo tiêu chuẩn Hàn Quốc:

Chuyển vị tường vây cho phép (1/150÷ 1/300)L

→Thỏa chuyển vị ngang cho phép

Theo Mục 7.3.2.2, TCVN 9386 – 2012: Thiết kế công trình chịu động đất. [5]

g

r

a 1,046d 300 S 300. .S 300. .1,15 36,823 mm

g 9,8

Với đồ án sinh viên lấy thiên về an toàn chọn : l 20000

f 40 mm500 500

f 29,41 f 36,823 mm

→ Tường vây thỏa chuyển vị cho phép đối với các yêu cầu trên.



7.6.2. Nội lực

Giai

đoạn Lực cắt

Giá trị

(kN) Moment

Giá trị

(kN.m)

1

13,29

19,24

2

63,56

248,02



Giai

đoạn Lực cắt

Giá trị

(kN) Moment

Giá trị

(kN.m)

3

63,58

248,21

4

79,67

248,21



Giai

đoạn Lực cắt

Giá trị

(kN) Moment

Giá trị

(kN.m)

5

79,69

248,21

6

107,45

248,21



Giai

đoạn Lực cắt

Giá trị

(kN) Moment

Giá trị

(kN.m)

7

107,45

248,21

8

159,70

314,54



Giai

đoạn Lực cắt

Giá trị

(kN) Moment

Giá trị

(kN.m)

9

159,70

314,54

10

159,70

314,54



Giai

đoạn Lực cắt

Giá trị

(kN) Moment

Giá trị

(kN.m)

11

159,70

314,54

Max 159,7 314,54

7.6.3. Tính toán cốt thép cho tường vây

7.6.3.1. Tính toán cốt thép dọc chịu lực

h0 = 0,9h =0,9.1000 = 900 (mm)

Với điều kiện đổ tại công trường

b 0,85 , s 1 .

m 2

b b 0

Mα

R bh

; mξ 1 1 2α ; b b 0s

s s

ξ. R .bhA

R

s

0

Aμ

b.h

b0,85 0,008R 0,85 0,008.19,5.0,85 0,7174



R

s

sc,u

0,71740,57

R 365 0,71741 1 1 . 1

1,1 500 1,1

min = 0,05% < < bmax R

s

R 19,50,57. .100 3,04%

R 365

6

m 2 2

b b 0

M 314,54.10α 0,023

R bh 0,85.19,5.1000.900

mξ 1 1 2α 1 1 2.0,023 0,024

2b b 0s

s s

ξ. R .bh 0,024.0,85.19,5.1000.900A 969 mm

R 1.365

s

0

A 969.100μ 0,11%

b.h 1000.900

Chọn d20s200 làm thép chịu lực dọc.

7.6.3.2. Tính toán cốt đai

Kiểm tra điều kiện tính toán

3

b b3 f n b bt 0Q = 1 R b h = 0,6.1.0,85.1,3.1000.900.10 = 597 kN

max b Q 159,7 kN Q 597 kN

→ Bê tông đủ khả năng chịu cắt thép đai đặt cấu tạo.

Chọn d12s300 làm thép chịu lực dọc.

7.6.4. Kiểm tra chống đẩy trồi hố móng

Theo điều kiện chống trồi hố móng có xét cả c và theo công thức sau: (công thức

kiến nghị của nhà nghiên cứu Uông Bỉnh Giám – Đại Học Quốc Tế - Trung Quốc

có tham khảo từ công thức xét khả năng chịu lực nền đất của Prandtl và

Tezaghi): Sách Thiết kế và thi công hố móng sâu (PGS.TS. Nguyễn Bá Kế)

2 q c

1

DN cNK

H D q

7.2



Hình 7.47 – Sơ đồ tính toán đẩy trồi

Trong đó:

K 1,3 do bỏ qua tác dụng chống đẩy lên của cường độ chịu cắt phía sau tường

D: Là độ sâu chôn của chân tường

H: Là độ sâu đào hố móng, H

q: Tải trọng mặt đất

1 : Dung trọng trung bình các lớp đất phía ngoài hố đào kể từ mặt đất đến đáy tường

2 : Dung trọng trung bình các lớp đất phía trong hố đào kể từ mặt đào đến đáy tường

Nq ; Nc: Hệ số tính toán khả năng chịu lực giới hạn của đất 9

Chọn lớp đất cắm là lớp đất thứ 4 với các số liệu được phân tích ở Mục 7.2.4 của đồ

án sinh viên đã trình bày phía trên.

Áp dụng tính toán

9 Tra Bảng 2.8, Phân tích và tính toán móng cọc, Võ Phán (2013), NXB Đại Học

Quốc Gia TP.Hồ Chí Minh, [27]



Tra bảng 029 56' :

qN 30,14

cN 18,4

3

2

11.9,211 kN / m

9,2

3

1

2,9.19 0,3.10 2,5.9,2 2,1.10,9 12,2.1111,9 kN / m

20

2 q c

1

DN cN 11.19,2.30,14 12.18,4K 13 1,3

H D q 11,9. 10,8 9,2 15

→ Thỏa điều kiện đẩy trồi hố móng.

7.7. Mô hình tính toán hệ shoring – kingpot

7.7.1. Chọn lựa giai đoạn gây nguy hiểm nhất hệ shoring

7.7.1.1. Hệ shoring chống tầng hầm 1

GĐ Lực dọc hệ chống 1 Lực dọc hệ chống 2 Max

3

-0,10

4

-50,3




5

-50,3

6

-83,2

7

-154

8

-156

9

-148




10

-148

Max -148 -156

7.7.2. Tính toán kiểm tra hệ shoring

7.7.2.1. Mô hình tính toán

Hình 7.48 – Mô hình tính toán hệ Shoring-Kingpost



Hình 7.49 – Lực dọc trong hệ shoring tầng hầm 1




Hình 7.51 – Moment trong hệ shoring tầng hầm 1




7.7.2.2. Kết quả tính toán

Tính toán khả năng chịu lực của thanh shoring kingpost

Loại thép: H400x400x13x21

Liên kết: Hàn

Chiều dài thanh giằng: l 5900 cm

Cường độ tính toán của thép: 2

yf 20 kN / cm

Mô-đun đàn hồi: 2E 21000 kN / cm

Chiều dài tính toán: 0l l 0,5.5,9 2,95 m

Nội lực tính toán thanh giằng:

- Momen: M 239,346 kN.m

- Lực dọc trục: N 931,02 kN

Xác định chiều dài tính toán:

- Trong mặt phẳng khung:

xl l 2,065 m

- Ngoài mặt phẳng khung

yl l 2,065 m

Xác định diện tích thanh trên:

Độ lệch tâm: 0

M 239,346e 25,71 cm

N 931,02

Độ lệch tâm do thi công: e' 5,0 cm

Độ lệch tâm cuối cùng: 0e e e' 30,71 cm

Kiểm tra tiết diện đã chọn:

Tính toán các đặc trưng hình học của tiết diện:



2

w w w fA t h 2 t b 218,7 cm

33

4f wfx

0.5×(b - t )×hb ×hI = - 2 = 66600 cm

12 12

3 3

4w f fy

h × t t bI = + 2 22400 cm

12 12

xx

Ii = 17,45 cm

A

y

y

Ii = 10,12 cm

A

xx

x

l= 11,833

i

y

y

y

l= 20,4

i

→ max 120

x x

f= 0,365

E

Kiểm tra ổn định tổng thể trong mặt phẳng uốn:

Độ lệch tâm tương đối xm được tính theo công thức:

x

x

Am = e 1,51

W

Hệ số ảnh hưởng của hình dáng tiết diện được tra trong Phụ lục D TCVN 5575-

2012:

_

x1,9 0,1m 0,02. 6 m 1,716

Độ lệch tâm quy đổi 1m m 1,716.1,51 2,59



Tiết diện dạng chữ H đối xứng:

Từ em và , tra Phụ lục D TCVN 5575-2012

Kiểm tra ổn định tổng thể trong mặt phẳng uốn:

x c

e

N9,26 f 20

A

Kiển tra ổn định tổng thể ngoài mặt phẳng uốn:

Từ y 20,040 . Tra bảng ra hệ số uốn dọc:

1 2M MM' max M; ; 119,67 kN.m

2 2

Độ lệch tâm tương đối:

xx

x

e' M' Wm = 0,633

N A

Các hệ số , được xác định theo công thức sau:

c

E101,8

f → 1, 0,7

Hệ số ảnh hưởng của moomen trong mặt phẳng uốn C được xác định như sau:

c 0,6931 m

Kiểm tra ổn định tổng thể của cột trên ngoài mặt phẳng khung theo công thức:

2

y y

y

N6,359 kN / m f 20

c A

Tính tương tự trong Phụ lục của đồ án sinh viên.



7.7.2.3. Khả năng chịu tải của cột thép chống (King Post)

Kiểm tra sức chịu tải của đất nền dưới cột thép H400(Theo TCVN 205-98)

Cọc thép H400x400x13x21 .Đào đất tới cos -12m.chọn chiều sâu cột thép nằm trong

đất là 4,5m.

Sức chịu tải cọc tính theo cường độ vật liệu

Sức chịu tải tính toán theo vật liệu của cọc được tính theo công thức sau:

vl sP A f

Trong đó

: Hệ số xét đến ảnh hưởng của uốn dọc phụ thuộc vào độ mảnh của kingpost. Tra

theo Phụ Lục II, Bảng II.1, Kết cấu thép cấu kiện cơ bản, Phạm Văn Hội.

ol

d (với 0l l )

Vì cọc ngàm trong đài và mũi cọc tựa trên nền đất cứng nên = 0,7

0

10,71l l 0,7. 10,8 4,5 10,71 m 10,71

1 → 0,988

vl sP A f 0,988.218,7. 10,8 4,5 3290,8 kN

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

Công thức xác định sức chịu tải của cọc theo Phụ lục A TCVN 205–1998: Móng

cọc–Tiêu chuẩn thiết kế.[6]

tc R p p f si iQ m m q A u m f l

Trong đó

m : hệ số điều kiện làm việc của cọc trong đất, m = 1,0.

mR: hệ số điều kiện làm việc của lớp đất ở mũi cọc có kể đến ảnh hưởng của phương

pháp hạ cọc đến sức chống tính toán của đất. Với lớp đất dưới mũi cọc là đất sét cứng,



phương pháp hạ cọc là ép cọc thì mR =0,976 (Bảng A.3,TCVN 205–1998: Móng cọc–

Tiêu chuẩn thiết kế.[6])

mf : hệ số điều kiện làm việc của lớp đất ở mặt bên cọc có kể đến ảnh hưởng của

phương pháp hạ cọc đến sức chống tính toán của đất, (Bảng A.3, TCVN 205–1998:

Móng cọc–Tiêu chuẩn thiết kế.[6])

Ap: diện tích ngang của cọc, Ap = 0,022 (m2)

u: chu vi thân cọc, u = 0,4.6 = 2,4 (m)

li: chiều dày lớp đất thứ i khi chia các lớp phân tố.

fsi: cường độ tiêu chuẩn của ma sát thành lớp đất thứ i với bề mặt xung quanh cọc,

tra bảng A.2, TCXD 205-1998. Chia đất nền thành các lớp đất đồng nhất như hình

vẽ (chiều dày mỗi lớp lấy v' 2m). Ở đây Zi và H lấy từ cốt mặt đất tự nhiên.

qP: cường độ đất nền mũi cọc, xác định bằng cách tra bảng A.1 TCXD 205-1998. Tại

độ sâu Z =15,3 m; đất sét cứng vừa tra bảng có được qp = 11700 (kN/m2).

Bảng 7.13 – Kết quả tính toán giá trị ma sát thành kingpost

Lớp

đất Lớp đất

li

(m)

Zi

(m) IL

fsi

(kN/m2)

mf

mf.li.fsi

(kN/m)

4 Sét pha dẻo

cứng

2,0 11,8 0,04 99,07 0,992 196,55

2,0 13,8 0,04 103,2 0,992 204,75

0,5 15,05 0,04 105,6 0,992 52,38

f i sim .l .f 453,68

→

tc R p p f si i

tc

tc

Q m m q A u m f l

Q 1. 0,976.11700.0,022 2,4.453,68

Q 1340,05 kN

→Ptk ≤ min (Pvl, Qa) = 1340,05(kN).Chọn Ptk = 1340,05(kN).



Education

Chuyên Đề Đồ Án Tốt Nghiệp - Nhật Quang - Thầy Phan Trường Sơn